Control activo de flujos de potencia en redes de distribución

UNIVERSIDAD DE SEVILLA Departamento de Ingenier´ıa El´ectrica Control Activo de Flujos de Potencia en Redes de Distribuci´ on TESIS DOCTORAL por Manuel Barrag´an Villarejo Directores: Dr. D. Jos´e Mar´ıa Maza Ortega Dr. D. Antonio G´omez Exp´osito Sevilla, marzo de 2014 A mis padres y hermanos, por estar siempre a mi lado. Dedicado a mi familia. Agradecimientos En primer lugar me gustar´ıa agradecer a la Universidad de Sevilla la concesi´on de la Beca Predoctoral o de Personal Investigador en Formaci´on (PIF), la cual me ha permitido dedicarme durante cuatro a˜nos al desarrollo de esta Tesis. As´ı mismo tambi´en me gustar´ıa agradecer la financiaci´on concedida por Endesa a trav´es de los Premios Novare Red 2007 a la propuesta del Departamento de Ingenier´ıa El´ectrica de la Universidad de Sevilla titulada “Mejora de la calidad de suministro e integraci´on de la generaci´on distribuida mediante enlaces as´ıncronos - SMARTIE”que ha permitido desarrollar gran parte de los prototipos de laboratorio empleados en esta tesis. A mis tutores, Jos´e Mar´ıa Maza Ortega y Antonio G´omez Exp´osito, por sus consejos, apoyo en los momentos m´as complicados y ejemplo diario de esfuerzo y mejora continua. A todos mis compa˜neros del Departamento de Ingenier´ıa El´ectrica de la Universidad de Sevilla. En especial a todos aquellos que han pasado por los laboratorios durante estos ´ultimos a˜nos: Julio, David, Jos´e Antonio, Ismael, Paco, Churio, Cristina, C´esar, Juan, Cati, Manolo, L´azaro, Javi, Bustillo, Javier, Dani, Jose y Juan Manuel. Sin vosotros esto hubiera sido imposible. Gracias por vuestra paciencia, ganas de trabajar, debates y por el buen ambiente que ha existido siempre entre nosotros. A Juan Manuel Mauricio Ferramola y Manuel Nieves Portana, por sus consejos, ense˜nanzas, debates, horas de trabajo en el laboratorio y sobre todo por su amistad. Gran parte de esta Tesis es gracias a vosotros. A Alejandro Marano Marcolini y Francisco de Paula Garc´ıa por su colaboraci´on y ayuda en la ´ultima parte de la Tesis. Al WEMPEC en la University of Wisconsin y a la University of Colorado por los tres meses que pude estar en Madison y Denver trabajando con otros investigadores y haciendo nuevas amistades. En especial me gustar´ıa agradecer al profesor Giri Venkataramanan y al profesor Fernando Mancilla- David por su implicaci´on, apoyo y dedicaci´on durante mi estancia. A mis padres, Agust´ın y Mar´ıa, y hermanos, Juan Jos´e y Elisa, porque gracias a vuestro esfuerzo y amor pude alcanzar siempre los objetivos que me propuse hasta ahora en mi vida. Y finalmente a To˜ni, por estar siempre a mi lado, quererme, entenderme y no reprocharme nunca las horas que estuve ausente. i ii Abstract The distribution business is currently facing a critical situation because of a combination of factors: continuous load growth, social and environmental objections to building new electrical infrastructures, economic difficulties for utilities to invest in new network assets under uncertain regulatory contexts, and higher power-quality standards demanded by industrial, commercial and even domestic customers. This scenario is further complicated by traditional distribution networks being steadily transformed into the so-called intelligent or smart grids, characterised among other things by the massive presence of distributed generation (DG). In fact, this is already a reality in several countries, even before the grids have become smart enough, owing mainly to the attractive economic bonus given to renewable energy sources such as photovoltaic, biomass or wind energy. The irruption of DG into distribution networks makes imperative to reconsider their radial topology, both from the operational and planning points of view. These new energy resources can provide many technical benefits such as reshaping the demand of electric consumers, improving voltage profile, decreasing power losses, minimising or delaying network reinforcements among others. The increasing DG penetration, promoted by most governments, demands for new tools in order to really take advantage of these new stakeholders in the distribution business. This thesis presents and thoroughly compares different alternatives to create flexible DC- or AC-links between adjacent radial feeders in distribution networks. In this way, the active and reactive power flows can be controlled to optimize the system operation. Such links give rise to fully controllable loops in nowadays radially operated systems, allowing power losses to be minimized or renewable integration to be maximized in distribution networks. First, the suitable DFACTS devices are reviewed and compared from several points of view including topologies, feasible operating ranges, econonomic ratios, dynamic behavior, control strategies and performance indices. Second, a new device named AC-link Shunt-Series Power Flow Controller (AC-link ShSPFC) is presented to create flexible links. This arrangement is based on a class of matrix converter named Vector Switching Converter (VeSC). This topology is intended for regulating the power flow between iii iv Abstract two buses in a power system by synthesizing an adjustable voltage inserted in series with the transmission or distribution line. The thesis includes the principle of operation of this topology and a detailed modelling both in transient and steady-state conditions (abc and dq coordinates). On the one hand, the steady-state model is used in an Optimal Power Flow (OPF) algorithm to minimize the active power losses in a MV benchmark distribution network. On the other hand, two control strategies are proposed based on the dynamic model: (i) a classical PI approach and (ii) an alternative controller based on Feedback Linearization (FL), to control the power flows between the interconnected systems. These control algorithms are compared in detail via simulations using a benchmark power system. Results include a comprehensive analysis of the transient response due to step changes in the reference signals and the impact on the power quality. Third, a three-level control strategy is considered to perform the operation of these flexible links in a distribution network: •Energy Management System (EMS) which is based on an OPF algorithm. The EMS calculates the active power and voltage references in the point of common coupling (PCC) of each flexible link terminal using global information of the distribution network provided by smart-meters every 5 minutes. •Outer Control Loop (OCL) which adapts the voltage references provided by the EMS to a reactive power reference depending on the PCC voltage. •Inner Control Loop (ICL) which assures that the power electronic converter follows the active and reactive reference values provided by the EMS and OCL. Several simulations are presented using the medium voltage (MV) benchmark distribution network proposed by the CIGRE Task Force C06.04.02 to validate each control level. The results of the OPF algorithm demonstrate the benefits of using flexible links in distribution networks, significantly reducing the power losses with respect to the base case without DFACTS devices. The OCL is validated through two transient analyses: fault ridethrough capability and voltage sag mitigation. Finally, the ICL is developed for each of the studied topologies. In this sense, different dynamic simulations are performed to control the active and reactive power flows in order to validate the control strategy. Finally, several scaled experimental setups are built and analyzed to validate the simulation results. On the one hand, three Back-to-Back (BTB) VSC prototypes with rated powers 20 kVA, 100 kVA and 500 kVA have been tested. Several improvements have been successfully implemented in each of the developed prototypes involving connection filters, control strategies, communications, mitigation of electromagnetic interference, power Abstract v quality and performance. On the other hand, an AC-link ShSPFC prototype with a rated power of 20 kVA has been also tested to validate its operation and the proposed control strategies for this topology. xii ´ INDICE DE FIGURAS 2.19. Diagramas de Bode del filtro Lincrementado 10 veces y del filtro LCL incial. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35 2.20. Comparaci´on de los diagramas de Bode del filtro LCL inicial y del filtro LCL con amortiguamiento pasivo. . . . . . . . . . 36 2.21. VSC de dos niveles. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37 2.22. Control de potencia activa y reactiva mediante el control de tensiones. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41 2.23. Circuito equivalente de las topolog´ıas paralelo conectadas a red. 42 2.24. Diagrama de bloques del controlador de corrientes en coordenadas dq para la topolog´ıa paralelo. . . . . . . . . . . . . . . . 44 2.25. Diagrama de bloques del controlador de corrientes en coordenadas αβ para la topolog´ıa paralelo. . . . . . . . . . . . . . . 45 2.26. Circuito equivalente de las topolog´ıas serie conectadas a red. . 46 2.27. Diagrama de bloques del controlador de corrientes en coordenadas dq de la topolog´ıa serie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49 2.28. Diagrama de bloques del controlador de corrientes en coordenadas αβ de la topolog´ıa serie. . . . . . . . . . . . . . . . . . 50 2.29. Diagrama de bloques del controlador de tensiones en coordenadas αβ de la topolog´ıa serie. . . . . . . . . . . . . . . . . . 50 3.1. Topolog´ıa AC-link ShSPFC basada en VeSC. . . . . . . . . . 52 3.2. Regi´on factible de la tensi´on serie inyectada de la fase ade la topolog´ıa AC-link ShSPFC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53 3.3. Circuito equivalente monof´asico de la fase ade la topolog´ıa AC-link ShSPFC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54 3.4. ´ Area de operaci´on de la topolog´ıa AC-link ShSPFC, incluyendo las curvas de nivel de la potencia aparente del VeSC a partir de los par´ametros de la Tabla 3.1 (Potencia base 16 MVA). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62 3.5. Seguimiento de las referencias de potencia activa y reactiva para los controladores PI y FL. . . . . . . . . . . . . . . . . . 64 3.6. Potencia activa y reactiva entregadas por el VeSC para los controladores PI and FL. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65 3.7. Duty ratios para los controladores PI y FL. . . . . . . . . . . 65 3.8. Tensi´on e intensidad inyectada en serie al sistema para el controlador PI. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66 3.9. Tensi´on e intensidad inyectada en serie al sistema para el controlador FL. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66 3.10. Circuito equivalente monof´asico de la fase autilizado para desarrollar el modelo en r´egimen permanente. . . . . . . . . . 68 3.11. Regi´on factible de la corriente hacia el transformador multidevanados de la fase ade la topolog´ıa AC-link ShSPFC. . . . 69 4.1. Enlace flexible entre dos sistemas mediante dispositivos DFACTS. 74 ´ INDICE DE FIGURAS xiii 4.2. Esquema unifilar del VSC conectado en paralelo y diagrama fasorial de las tensiones e intensidad implicadas en su an´alisis. 75 4.3. L´ımites operacionales del VSC conectado en paralelo en funci´on de la tensi´on de la red. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76 4.4. L´ımites operacionales de dos VSCs conectados en paralelo. . . 76 4.5. a) Topolog´ıa BTB. b) Circuito equivalente de la topolog´ıa BTB. 77 4.6. a) Topolog´ıa UPFC. b) Circuito equivalente topolog´ıa UPFC. 79 4.7. Zona de operaci´on de las topolog´ıas BTB y UPFC-P2Q. . . . 83 4.8. Zona de operaci´on de la topolog´ıa UPFC-P1Q. . . . . . . . . 84 4.9. Zonas de operaci´on de las topolog´ıas UPFC-P0Q y AC-link ShSPFC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 85 4.10. Coeficientes de operaci´on y potencia nominal de la topolog´ıa UPFC respecto a la topolog´ıa BTB. . . . . . . . . . . . . . . 87 5.1. Sistema de distribuci´on de referencia considerado. . . . . . . . 90 5.2. Esquema de control de los dispositivos DFACTS para la explotaci´on ´optima del sistema de distribuci´on. . . . . . . . . . 92 5.3. Lazo de control externo: OCL. . . . . . . . . . . . . . . . . . 95 5.4. P´erdidas totales del sistema de distribuci´on de 14 nudos. . . . 97 5.5. Tensiones de los nudos 14 y 8. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 98 5.6. Flujos de potencia activa en los nudos 8 y 14. . . . . . . . . . 98 5.7. Flujos de potencia reactiva en los nudos 8 y 14. . . . . . . . . 99 5.8. Duty ratios dPydQ. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 100 5.9. Sistema de referencia modificado para el an´alisis del DC-link multiterminal. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 101 5.10. Comparaci´on de la tensi´on de los nudos 6 y 9 y las p´erdidas totales del sistema en el BC y VSCs. . . . . . . . . . . . . . . 102 5.11. Flujos de potencia activa y reactiva de los VSCs. . . . . . . . 103 5.12. Esquema del sistema de referencia reducido utilizado para las simulaciones din´amicas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 106 5.13. Esquema de la topolog´ıa BTB utilizado para las simulaciones din´amicas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107 5.14. Seguimiento de los flujos de potencia activa y reactiva en la simulaci´on din´amica de la topolog´ıa BTB. . . . . . . . . . . . 109 5.15. Seguimiento de la tensi´on del enlace de continua vdc en la simulaci´on din´amica de la topolog´ıa BTB. . . . . . . . . . . . 110 5.16. Corrientes en coordenadas abc inyectadas por los VSCs en la simulaci´on din´amica de la topolog´ıa BTB. . . . . . . . . . . . 110 5.17. Esquema de la topolog´ıa UPFC utilizado para las simulaciones din´amicas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111 5.18. Seguimiento de los flujos de potencia activa y reactiva en la simulaci´on din´amica de la topolog´ıa UPFC. . . . . . . . . . . 113 5.19. Potencia reactiva inyectada por el VSC paralelo y potencia activa y reactiva inyectada por el VSC conectado en serie en la simulaci´on din´amica de la topolog´ıa UPFC. . . . . . . . . . 114 xiv ´ INDICE DE FIGURAS 5.20. Corrientes en coordenadas abc en la simulaci´on din´amica de la topolog´ıa UPFC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 114 5.21. Tensi´on del enlace de continua y tensi´on inyectada en serie en la simulaci´on din´amica de la topolog´ıa UPFC. . . . . . . . . . 115 5.22. Esquema de la topolog´ıa AC-link ShSPFC utilizado para las simulaciones din´amicas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 116 5.23. Seguimiento de los flujos de potencia activa y reactiva en la simulaci´on din´amica de la topolog´ıa AC-link ShSPFC. . . . . 117 5.24. Corrientes en coordenadas abc en la simulaci´on din´amica de la topolog´ıa AC-link ShSPFC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 118 5.25. Tensi´on inyectada en serie al sistema y valor de los duty ratios en la simulaci´on din´amica de la topolog´ıa AC-link ShSPFC. . 118 5.26. Comportamiento del VSC2 en la topolog´ıa triterminal durante una falta trif´asica en el nudo 13. . . . . . . . . . . . . . . . . 119 5.27. Comportamiento del VSC durante el arranque de un motor de inducci´on en el nudo 8. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 120 6.1. Esquema unifilar del montaje en laboratorio correspondiente a la topolog´ıa BTB de 20 kVA. . . . . . . . . . . . . . . . . . 124 6.2. Montaje en laboratorio de la topolog´ıa BTB de 20 kVA. . . . 125 6.3. Red de distribuci´on a escala en baja tensi´on utilizada para probar la topolog´ıa BTB de 20 kVA. . . . . . . . . . . . . . . 126 6.4. VSC de 20 kVA Semiteach IGBT desarrollado por Semikron utilizado en la topolog´ıa BTB de 20 kVA. . . . . . . . . . . . 127 6.5. Plataforma de control en tiempo real utilizada para la operaci´on de la topolog´ıa BTB de 20 kVA. . . . . . . . . . . . . . . 128 6.6. Transductor de tensi´on e intensidad de la fase de un VSC. Topolog´ıa BTB de 20 kVA. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 129 6.7. Control de flujos de potencia activa y reactiva entre los alimentadores de la red a escala de la topolog´ıa BTB de 20 kVA. 130 6.8. Ensayo de ecualizaci´on de los alimentadores utilizando la topolog´ıa BTB de 20 kVA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 131 6.9. Esquema unifilar del montaje en laboratorio correspondiente a la topolog´ıa BTB de 100 kVA. . . . . . . . . . . . . . . . . 132 6.10. Montaje en laboratorio de la topolog´ıa BTB de 100 kVA. . . 132 6.11. Filtro LCL de conexi´on a red para los VSCs de 100 kVA. . . 133 6.12. Conexionado de se˜nales de control y medida de la topolog´ıa BTB de 100 kVA. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 134 6.13. Medidas de tensi´on e intensidad del VSC de 100 kVA. . . . . 135 6.14. Placa de conversi´on ´optico/el´ectrica de los VSCs de 100 kVA. 136 6.15. Corriente homopolar circulante entre los VSCs cuando est´an conectados al mismo PCC sin transformador de acoplamiento y compartiendo enlace de continua. . . . . . . . . . . . . . . . 136 6.16. Tensi´on del PCC de los VSCs y del enlace de continua para el ensayo a media carga de la topolog´ıa BTB de 100 kVA. . . 138 ´ INDICE DE FIGURAS xv 6.17. Corrientes en coordenadas abc inyectadas por los VSCs para el ensayo a media carga de la topolog´ıa BTB de 100 kVA. . . 138 6.18. Contendido arm´onico de baja y alta frecuencia de los VSCs para el ensayo a media carga de la topolog´ıa BTB de 100 kVA.139 6.19. Flujos de potencia activa y reactiva para el ensayo a media carga de la topolog´ıa BTB de 100 kVA. . . . . . . . . . . . . 139 6.20. P´erdidas de potencia activa y rendimiento para el ensayo a media carga de la topolog´ıa BTB de 100 kVA. . . . . . . . . . 140 6.21. Tensi´on del PCC de los VSCs y del enlace de continua para el ensayo a plena carga de la topolog´ıa BTB de 100 kVA. . . 141 6.22. Corrientes en coordenadas abc inyectadas por los VSCs para el ensayo a plena carga de la topolog´ıa BTB de 100 kVA. . . 141 6.23. Contendido arm´onico de baja y alta frecuencia de los VSCs para el ensayo a plena carga de la topolog´ıa BTB de 100 kVA. 142 6.24. Flujos de potencia activa y reactiva para el ensayo a plena carga de la topolog´ıa BTB de 100 kVA. . . . . . . . . . . . . 142 6.25. P´erdidas de potencia activa y rendimiento para el ensayo a plena carga de la topolog´ıa BTB de 100 kVA. . . . . . . . . . 143 6.26. Escal´on de intensidad de 100 A id⋆ 1sh realizado con la topolog´ıa BTB de 100 kVA. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 143 6.27. Esquema unifilar del montaje en laboratorio correspondiente a la topolog´ıa BTB de 500 kVA. . . . . . . . . . . . . . . . . 145 6.28. Montaje en laboratorio de la topolog´ıa BTB de 500 kVA. . . 146 6.29. Armario completo de un VSC de 500 kVA. . . . . . . . . . . 147 6.30. Transformadores de acoplamiento a red 20/0.4 kV Dy5. Transformador 1 y 2 (400 kVA) y transformador 3 (100 kVA). . . . 148 6.31. Tensi´on del PCC del VSC1 y del enlace de continua para el ensayo al 60 % de carga de la topolog´ıa BTB de 500 kVA. . . 148 6.32. Corrientes en coordenadas abc inyectadas por los VSCs para el ensayo al 60 % de carga de la topolog´ıa BTB de 500 kVA. . 149 6.33. Contendido arm´onico de baja y alta frecuencia de los VSCs para el ensayo al 60 % de carga de la topolog´ıa BTB de 500 kVA. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 150 6.34. Flujos de potencia activa y reactiva para el ensayo al 60 % de carga de la topolog´ıa BTB de 500 kVA. . . . . . . . . . . . . 150 6.35. P´erdidas de potencia activa y rendimiento de la topolog´ıa BTB para el ensayo al 60 % de carga de la topolog´ıa BTB de 500 kVA. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 151 6.36. Tensi´on del PCC de los VSCs y del enlace de continua para el ensayo al 90 % de carga de la topolog´ıa BTB de 500 kVA. . 152 6.37. Corrientes en coordenadas abc inyectadas por los VSCs para el ensayo al 90 % de carga de la topolog´ıa BTB de 500 kVA. . 152 6.38. Contendido arm´onico de baja y alta frecuencia de los VSCs para el ensayo al 90 % de carga de la topolog´ıa BTB de 500 kVA. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 153 xvi ´ INDICE DE FIGURAS 6.39. Flujos de potencia activa y reactiva para el ensayo al 90 % de carga de la topolog´ıa BTB de 500 kVA. . . . . . . . . . . . . 153 6.40. P´erdidas de potencia activa y rendimiento de la topolog´ıa BTB para el ensayo al 90 % de carga de la topolog´ıa BTB de 500 kVA. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 154 6.41. Escal´on de intensidad de 100 A en las corrientes id⋆ 1sh eid⋆ 2sh de la topolog´ıa BTB de 500 kVA. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 155 6.42. Esquema unifilar del montaje en laboratorio correspondiente a la topolog´ıa AC-link ShSPFC de 20 kVA. . . . . . . . . . . 156 6.43. Montaje en laboratorio de la topolog´ıa AC-link ShSPFC de 20 kVA. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 157 6.44. VeSC utilizado para la topolog´ıa AC-link ShSPFC. . . . . . . 158 6.45. Esquema de conexionado del VeSC. . . . . . . . . . . . . . . . 158 6.46. Placa de conversi´on ´optico/el´ectrica de la topolog´ıa AC-link ShSPFC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 159 6.47. Tarjeta concentradora de medidas de tensi´on e intensidad utilizada para la topolog´ıa AC-link ShSPFC. . . . . . . . . . . . 159 6.48. Transformador multidevanados 400/170/170/170 V Yy0y0y0 de 4.5 kVA utilizado para la topolog´ıa AC-link ShSPFC. . . . 160 6.49. Filtro capacitivo de entrada y salida del VeSC, transformador serie y resistencias de passive damping utilizados para la topolog´ıa AC-link ShSPFC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 161 6.50. Inductancia de salida del VeSC y tiristores de protecci´on utilizados para la topolog´ıa AC-link ShSPFC. . . . . . . . . . . 162 6.51. Esquema unifilar del montaje en laboratorio del VeSC correspondiente a la alimentaci´on de una carga resistiva de 11 Ω. . 163 6.52. Tensi´on de alimentaci´on vabc 1gmedida y simulada para el ensayo de alimentaci´on de una carga resistiva con el VeSC. . . . 164 6.53. Tensi´on de entrada al VeSC vabc in1medida y simulada para el ensayo de alimentaci´on de una carga resistiva con el VeSC. . 164 6.54. Tensi´on de salida del VeSC vabc se medida y simulada para el ensayo de alimentaci´on de una carga resistiva con el VeSC. . 165 6.55. Corriente circulante por la resistencia iabc se medida y simulada para el ensayo de alimentaci´on de una carga resistiva con el VeSC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 166 6.56. Esquema unifilar del montaje en laboratorio, correspondiente al VeSC alimentado una carga RL serie. . . . . . . . . . . . . 167 6.57. Tensi´on de alimentaci´on vabc 1gmedida y simulada para el ensayo de alimentaci´on de una carga resistiva con el VeSC conectado en serie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 168 6.58. Corriente de alimentaci´on iabc 1gmedida y simulada para el ensayo de alimentaci´on de una carga resistiva con el VeSC conectado en serie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 168 ´ INDICE DE FIGURAS xvii 6.59. Tensi´on de entrada al VeSC vabc in1medida y simulada para el ensayo de alimentaci´on de una carga resistiva con el VeSC conectado en serie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 169 6.60. Tensi´on de la carga vabc 2gmedida y simulada para el ensayo de alimentaci´on de una carga resistiva con el VeSC conectado en serie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 169 6.61. Intensidad hacia la carga iabc 2gmedida y simulada para el ensayo de alimentaci´on de una carga resistiva con el VeSC conectado en serie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 170 6.62. Tensi´on inyectada en serie vabc se medida y simulada para el ensayo de alimentaci´on de una carga resistiva con el VeSC conectado en serie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 171 6.63. Corriente circulante por el VeSC iabc se medida y simulada para el ensayo de alimentaci´on de una carga resistiva con el VeSC conectado en serie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 171 6.64. Contenido arm´onico de la tensi´on serie para el ensayo de alimentaci´on de una carga resistiva con el VeSC conectado en serie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 172 6.65. Contenido arm´onico de la tensi´on de la carga para el ensayo de alimentaci´on de una carga resistiva con el VeSC conectado en serie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 173 6.66. Contenido arm´onico de la corriente serie circulante por el VeSC medida y simulada para el ensayo de alimentaci´on de una carga resistiva con el VeSC conectado en serie. . . . . . . 173 6.67. Tensi´on de alimentaci´on vabc 1gmedida y simulada para el ensayo del prototipo del AC-link ShSPFC montado en laboratorio. 174 6.68. Corriente de alimentaci´on iabc 1gmedida y simulada para el ensayo del prototipo del AC-link ShSPFC montado en laboratorio.175 6.69. Tensi´on del PCC2 vabc 2gmedida y simulada para el ensayo del prototipo del AC-link ShSPFC montado en laboratorio. . . . 175 6.70. Corriente cirulante por el PCC2 iabc 2gmedida y simulada para el ensayo del prototipo del AC-link ShSPFC montado en laboratorio. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 176 6.71. Tensi´on inyectada en serie vabc se medida y simulada para el ensayo del prototipo del AC-link ShSPFC montado en laboratorio.176 6.72. Corriente circulante por el VeSC medida y simulada para el ensayo del prototipo del AC-link ShSPFC montado en laboratorio. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 177 6.73. Corriente serie en coordenadas dq medida y simulada para el ensayo del prototipo del AC-link ShSPFC montado en laboratorio. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 177 6.74. Duty ratios medidos y simulados para el ensayo del prototipo del AC-link ShSPFC montado en laboratorio. . . . . . . . . . 178 xviii ´ INDICE DE FIGURAS 6.75. Flujos de potencia activa y reactiva en el PCC1 y PCC2 para el ensayo del prototipo del AC-link ShSPFC montado en laboratorio. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 179 6.76. Contenido arm´onico de la tensi´on del PCC2 medida y simulada para el ensayo del prototipo del AC-link ShSPFC montado en laboratorio. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 179 6.77. Contenido arm´onico de la corriente serie circulante por el VeSC medida y simulada para el ensayo del prototipo del AC- link ShSPFC montado en laboratorio. . . . . . . . . . . . . . 180 6.78. Corrientes en coordenadas dq yduty ratios para el cambio de referencia de 5 A en la corriente de referencia id∗ se de la topolog´ıa AC-link ShSPFC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 181 6.79. Tensi´on e intensidad serie inyectada al sistema para el cambio de referencia de 5 A en la corriente de referencia id∗ se de la topolog´ıa AC-link ShSPFC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 182 6.80. Corriente circulante por el PCC1 y PCC2 para el cambio de referencia de 5 A en la corriente de referencia id∗ se de la topolog´ıa AC-link ShSPFC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 182 6.81. Flujos de potencia en el PCC1 y PCC2 para el cambio de referencia de 5 A en la corriente de referencia id∗ se de la topolog´ıa AC-link ShSPFC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 183 B.1. Perfil de generaci´on diario para la generaci´on fotovoltaica y e´olica del sistema de referencia. . . . . . . . . . . . . . . . . . 195 B.2. Perfil de generaci´on diario para la generaci´on con bater´ıas y c´elulas de combustibles del sistema de referencia. . . . . . . . 196 B.3. Perfil de generaci´on diario para la generaci´on con cogeneraci´on diesel y fuel del sistema de referencia. . . . . . . . . . . . . . 197 B.4. Perfil de carga diario para los tipos de carga dom´estica e industriale. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 197 ´ Indice de tablas 2.1. Par´ametros resistivos, inductivos y capacitivos de los filtros L yLCL. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34 3.1. Param´etros del sistema de referencia y de la topolog´ıa AC-link ShSPFC utilizados para realizar las simulaciones. . . . . . . . 61 4.1. Par´ametros utilizados para el c´alculo de la zona de operaci´on de las topolog´ıas BTB y UPFC. . . . . . . . . . . . . . . . . . 82 4.2. Par´ametros utilizados para el c´alculo de la zona de operaci´on de las topolog´ıas UPFC-P0Q y AC-link ShSFPC. . . . . . . . 85 5.1. Potencia nominal de los convertidores, relaci´on de transformaci´on de los transformadores y reactancias de los dispositivos. Potencia base 10 MVA y tensi´on base 20 kV. . . . . . . . . . 97 5.2. Par´ametros econ´omicos. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 104 5.3. An´alisis energ´etico y econ´omico. . . . . . . . . . . . . . . . . 105 5.4. Par´ametros del sistema de referencia reducido utilizados para la simulaci´on din´amica. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 106 B.1. Tipo de generaci´on y potencias m´aximas generadas en cada nudo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 198 B.2. Tipo de cargas y potencias m´aximas en cada nudo. . . . . . . 198 B.3. Par´ametros de las l´ıneas del sistema de referencia. . . . . . . 199 C.1. Par´ametros utilizados para la simulaci´on din´amica del BTB. . 201 C.2. Par´ametros utilizados para la simulaci´on din´amica de la topolog´ıa UPFC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 202 C.3. Par´ametros utilizados para la simulaci´on din´amica de la topolog´ıa AC-link ShSPFC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 202 xix Cap´ıtulo 1 Introducci´on El consumo energ´etico mundial se encuentra caracterizado por una continua e importante dependencia de energ´ıa primaria de origen f´osil. La Fig. 1.1 muestra el consumo de energ´ıa a nivel mundial para el a˜no 2011, observ´andose un grado de dependencia de esta energ´ıa cercano al 90 %. A pesar de ´esto, esta tendencia decrece a˜no tras a˜no gracias al aumento de las energ´ıas renovables, incentivadas por los diferentes gobiernos y por protocolos como el de Kyoto, que pretenden disminuir la dependencia energ´etica externa de los pa´ıses y reducir las emisiones de CO2[1]. Adem´as, hay que tener en cuenta que las energ´ıas renovables son una fuente inagotable de energ´ıa, mientras, las energ´ıas de origen f´osil son un recurso finito, cuyo cenit, seg´un la Agencia Internacional de la Energ´ıa, se alcanz´o en el a˜no 2006 [2], [3]. Carbón 30% Gas Natural 24% Nuclear 5% E. Renovables 8% Petróleo 33% Figura 1.1: Consumo de energ´ıa primaria mundial a˜no 2011. Fuente: BP Statistical Review. En el caso particular de Espa˜na, el consumo de energ´ıa primaria para el a˜no 2011 [4], ver Fig. 1.2, fue principalmente de origen f´osil: petr´oleo 44.9 %, gas natural 22.3 % y carb´on 9.6 %, siendo el resto de la energ´ıa consumida de origen nuclear 11.6 % y renovable 12 %. En cuanto a la energ´ıa producida 1 8CAP´ ITULO 1. INTRODUCCI ´ ON •Crear una infraestructura de comunicaci´on, necesaria para lograr la operaci´on de las distintas partes y su manejo en un ´unico mercado de compra-venta de energ´ıa. •Utilizar los beneficios del almacenamiento de la energ´ıa. •Preparar el camino para el uso de veh´ıculos el´ectricos, acomodando todas las necesidades de los consumidores. Atendiendo a la consecuci´on de estos objetivos, la Comisi´on Nacional de la Energ´ıa en su informe: An´alisis regulatorio para el desarrollo de las redes inteligentes y la integraci´on eficiente de recursos distribuidos. Veh´ıculo el´ectrico y generaci´on de peque˜na potencia [16], otorga una especial importancia a los siguientes aspectos en las redes de distribuci´on: •Integraci´on masiva de las energ´ıas renovables y su afectaci´on a las redes de transporte y distribuci´on, con un papel cada vez m´as importante de la generaci´on distribuida. •Eficiencia energ´etica, la cual deber´a ser uno de los principales impulsores del cambio, especialmente en el proceso de trasposici´on de la recientemente publicada Directiva 2012/27/UE del Parlamento Europeo y del Consejo, de 25 de octubre de 2012 relativa a la eficiencia energ´etica [17]. •Implantaci´on de los contadores inteligentes, como consecuencia de la Directiva 2009/72/CE del Parlamento Europeo y del Consejo, de 13 de julio de 2009, sobre normas comunes para el mercado interior de la electricidad, que facilitar´a el proceso de transformaci´on de la red y la explotaci´on de nuevas funcionalidades [18]. •Gesti´on de la demanda, gracias a la cual los consumidores se convertir´an en agentes activos del sistema el´ectrico. •Progresiva implantaci´on del veh´ıculo el´ectrico. Sin embargo, este informe tambi´en destaca las principales dificultades para el correcto desarrollo de una red inteligente, entre las que cabe destacar las siguientes: •Barreras tecnol´ogicas. Algunas de las tecnolog´ıas necesarias para llevar a cabo una red inteligente no est´an todav´ıa suficientemente desarrolladas. •Barreras econ´omicas, por las que ser´a necesario desarrollar un an´alisis de coste-beneficio de las prestaciones ofrecidas por la red inteligente, ligadas en gran medida con el marco regulatorio. •Barreras sociales. Desconocimiento de los consumidores del beneficio de las redes inteligentes. 1.1. MOTIVACI ´ ON 9 •Barreras regulatorias. Necesidad de la definici´on de un marco regulatorio europeo relacionado con la redes inteligentes, con el objetivo de incentivar inversiones en ellas. A pesar de estas barreras, el camino hacia una red m´as inteligente es indudable y su aplicaci´on ir´a ligada indispensablemente con el uso de la electr´onica de potencia [19]. El uso de estos dispositivos permitir´a controlar eficazmente los flujos de potencia y las magnitudes de tensi´on en la futura red de distribuci´on inteligente [20], [21]. Adem´as, permitir´an aumentar la flexibilidad de operaci´on, con el fin de acomodar tanta generaci´on distribuida como sea posible. La situaci´on actual de las redes de distribuci´on, y su futura evoluci´on, han motivado el desarrollo de esta tesis doctoral, cuyo objetivo ser´a demostrar que los dispositivos de electr´onica de potencia son uno de los medios m´as adecuados para la eficiente operaci´on de la futura red de distribuci´on. 1.1.3. Dispositivos DFACTS Hist´oricamente, los dispositivos de electr´onica de potencia se han venido utilizando en las redes de transporte, ya que proporcionan una soluci´on econ´omica y factible para los problemas aparecidos en ellas [22]. Algunos de estos problemas est´an ligados a la capacidad de transferir potencia por el sistema de transporte, la cual depende de diversos factores, tales como: l´ımites en las tensiones, l´ımites t´ermicos, l´ımites en la estabilidad transitoria y amortiguamiento del sistema [23]. El uso de estos dispositivos ayuda a mejorar la operaci´on de los sistemas de potencia y por esta raz´on son considerados en el mundo entero para solucionar los problemas anteriores [24], [25]. Todos estos dispositivos se puede unificar bajo el nombre de Flexible AC Transmission Systems (FACTS) introducidos por Hingorani en los a˜nos 90 [26]. ´ Estos se pueden clasificar, atendiendo a la naturaleza de los dispositivos semiconductores de potencia, como dispositivos autoconmutados y conmutados por red. Por un lado, el grupo anterior incluye dispositivos basados en tiristores, los cuales controlan la potencia reactiva inyectada a un sistema mediante el control de la fase. Dentro de este grupo se pueden encontrar las siguientes topolog´ıas: Static Var Compensator (SVC) y Thyristor Controlled Series Compensator (TCSC), conectadas en paralelo y serie con el sistema, respectivamente. Por otro lado, los dispositivos autoconmutados se basan en el apagado y encendido de un interruptor, tales como: GTO (del ingl´es Gate Turn-Off Thyristor), IGBT (del ingl´es Insulated-Gate Bipolar Transistor) o IGCT (del ingl´es Integrated Gate-Commutated Thyristor), que consiguen corrientes y tensiones AC con magnitud y fase controlables. Dentro de este grupo destacan el Static Compensator (STATCOM), el Static Synchronous Series Compensator (SSSC), el Unified Power Flow Controller (UPFC) y el Interline Power Flow Controller (IPFC), topolog´ıas conectadas con la red en 10 CAP´ ITULO 1. INTRODUCCI ´ ON AT MT VSC VSC VSCl m n Tomas transformador Banco de condensadores { Longitud del alimentador Tensión DG DG BT Figura 1.8: Red de distribuci´on futura. paralelo, serie, paralelo-serie y serie-serie, respectivamente. Estos dispositivos han sido propuesto para controlar flujos de potencia en redes de transporte, demostr´andose los beneficios de usarlos en ellas [27]. Hoy en d´ıa, la evoluci´on de la red distribuci´on y la reducci´on de costes de los dispositivos autoconmutados hace que ´estos no s´olo sean factibles en las redes de transporte, sino que se plantee la posibilidad de utilizarlos para mejor la operaci´on y la eficiencia del sistema de distribuci´on. En esta tesis doctoral se propondr´an y comparar´an diferentes dispositivos de electr´onica de potencia, con el objetivo de realizar un mallado eficiente de la red de distribuci´on, ver Fig. 1.8. Estos dispositivos, conocidos como DFACTS [28], se han clasificado en dos grandes grupos para este estudio: enlaces de continua, DC-link [26] (del ingl´es direct current link) y enlaces de alterna, AC-link [29] (del ingl´es alternating current link), basados en los recientemente desarrollados Vector Switching Converters, VeSC [30]. En la literatura especializada, se ha estudiado ampliamente el uso de los dispositivos DFACTS en redes de distribuci´on, rurales y urbanas, con alta presencia de GD [6]. El objetivo de estos trabajos se ha basado en identificar el tipo de dispositivo, la potencia y el n´umero necesario de los mismos para la correcta operaci´on de la red bajo ciertas condiciones de funcionamiento. Sin embargo, un an´alisis completo de los dispositivos DFACTS debe considerar el estudio de estos dispositivos en r´egimen din´amico y est´atico. Para realizar el an´alisis del r´egimen din´amico, se van a obtener los modelos en 1.2. OBJETIVOS 11 ecuaciones diferenciales que representan cada topolog´ıa. Estos modelos se podr´an utilizar para desarrollar las diferentes estrategias de control aplicadas a cada dispositivo, de tal manera que se consiga un control adecuado de los flujos de potencia activa y reactiva. Para el r´egimen est´atico, se estudiar´an las zonas de operaci´on y explotaci´on de estos dispositivos en redes t´ıpicas de distribuci´on rurales y urbanas. Estas zonas permitir´an demostrar que, mediante un adecuado control del flujo de potencia, se pueden minimizar las p´erdidas de explotaci´on de una red o incrementar la integraci´on de GD en redes de distribuci´on [21]. 1.2. Objetivos El objetivo de esta tesis doctoral es analizar y demostrar, desde el punto de vista t´ecnico y econ´omico, el beneficio del uso de dispositivos electr´onicos de potencia en redes de distribuci´on. Para este estudio se considerar´an las topolog´ıas m´as prometedoras de dispositivos DFACTS, con la intenci´on de conseguir los siguientes resultados: •Optimizar la explotaci´on de las redes de distribuci´on utilizando dispositivos DFACTS. Para ello, se va a proponer una estrategia de control completa de estos dispositivos en el sistema de distribuci´on. Esta estrategia contempla desde el an´alisis en r´egimen permanente hasta su comportamiento din´amico. •Modelar en r´egimen permanente los dispositivos DFACTS, con el fin de usar estos modelos en algoritmos de optimizaci´on: flujos de carga ´optimos OPF (del ingl´es Optimal Power Flow). •Modelar las topolog´ıas estudiadas de dispositivos DC-link y AC-link mediante ecuaciones diferenciales en coordenadas abc,dq yαβ. •Desarrollar estrategias de control, a partir de modelo, para los diferentes dispositivos electr´onicos de potencia estudiados. •Realizar prototipos de laboratorio correspondientes a las topolog´ıas BTB [31]-[32] (del ingl´es Back to Back) y AC-link serie-paralelo [33], que validen las estrategias de control desarrolladas. 1.3. Estructura de la tesis La tesis doctoral se encuentra dividida en dos partes: an´alisis y modelado de las diferentes topolog´ıas DFACTS utilizadas para mallar los sistemas de distribuci´on (cap´ıtulos 3 y 4) y casos de estudio y desarrollos experimentales de las topolog´ıas anteriores (cap´ıtulos 5 y 6). Previamente, en el cap´ıtulo 2, 12 CAP´ ITULO 1. INTRODUCCI ´ ON se realiza una revisi´on de las diferentes topolog´ıas DFACTS y sus aplicaciones, contemplando desde los filtros de conexi´on a la red el´ectrica hasta las estrategias de control aplicadas a cada topolog´ıa. En el cap´ıtulo 3 se analiza la topolog´ıa AC-link ShSPFC (del ingl´es Shunt Serie Power Flow Controller) basada en un convertidor VeSC (Vector Switching Converter) que es una de las propuestas originales de esta tesis doctoral. Para ello se ha definido el principio de funcionamiento de dicha topolog´ıa, su modelo en r´egimen din´amico en coordenadas abc ydq y su modelo en r´egimen permanente. A partir del modelo en r´egimen din´amico en coordenadas dq se han desarrollado dos estrategias de control: controlador cl´asico PI (proporcional+integral) y estrategia FL (del ingl´es feedback linearization). Ambas estrategias se han validado mediante simulaci´on. Por ´ultimo, el modelo en r´egimen permanente ha servido para desarrollar un modelo fasorial que permita la integraci´on de esta topolog´ıa en algoritmos OPF. En el cap´ıtulo 4 se realiza un an´alisis comparativo de las diferentes topolog´ıas DFACTS consideradas en esta tesis para mallar los sistemas de distribuci´on: BTB (Back to Back), UPFC (Unified Power Flow Controller) y AC-link ShSPFC (Shunt-Series Power Flow Controller). En primer lugar se han definido las zonas factibles de operaci´on de los flujos de potencia activa y reactiva de los VSCs (Voltage Source Converters) conectados en paralelo con la red. Estas zonas de operaci´on aplicadas a las topolog´ıas basadas en DC-link (BTB y UPFC) han permitido obtener la regi´on de operaci´on factible de cada topolog´ıa en funci´on de unas condiciones de red determinadas. Adicionalmente, se ha presentado un nuevo modo de operaci´on de la topolog´ıa UPFC basado en su capacidad de controlar el flujo de potencia reactiva. El caso m´as extremo de este modo de operaci´on ha permitido comparar esta topolog´ıa con el enlace AC-link ShSPFC definido en el cap´ıtulo anterior. En el cap´ıtulo 5, las topolog´ıas consideradas se utilizan para mallar un sistema de distribuci´on propuesto por la CIGRE Task Force C06.04.02. Este sistema est´a compuesto a su vez de dos subsistemas de media tensi´on, cuya caracter´ıstica principal es su alta penetraci´on de GD. Para el adecuado funcionamiento de estas topolog´ıas en las redes de distribuci´on, se ha propuesto un esquema de operaci´on de las mismas que ser´a analizado en r´egimen permanente y din´amico. Este esquema est´a formado por tres niveles de control ordenados jer´arquicamente de la siguiente forma: •EMS (Energy Management System). El EMS se basa en un algoritmo de optimizaci´on cuya funci´on objetivo es minimizar las p´erdidas del sistema propuesto cuando se utilizan los dispositivos DFACTS para mallarlo. Este algoritmo utiliza los datos de cargas y generadores proporcionados por los medidores inteligentes, y proporciona las referencias de potencia activa y tensi´on en cada uno de los terminales de estos enlaces flexibles en intervalos del orden de los minutos. Adem´as, se ha llevado a cabo un an´alisis econ´omico que considera el ahorro 1.3. ESTRUCTURA DE LA TESIS 13 energ´etico en las p´erdidas del sistema respecto a la red original cuando se utilizan dispositivos DFACTS. Teniendo en cuenta lo anterior, se ha obtenido la tasa de retorno de la inversi´on de las diferentes topolog´ıas propuestas en esta tesis. •OCL (Outer Control Loop). El OCL se encarga de adaptar las referencias de potencia y tensi´on del EMS a las referencias necesitadas por el siguiente nivel de control. Este lazo de control se ha validado mediante dos simulaciones transitorias: respuesta ante falta trif´asica en un nudo y hueco de tensi´on producido por el arranque de una gran m´aquina de inducci´on. •ICL (Inner Control Loop). El ICL se ha validado mediante una serie de simulaciones basadas en las respuestas din´amicas de los dispositivos DFACTS ante un cambio en forma de escal´on de las referencias de potencia. Finalmente, en el cap´ıtulo 6, se desarrollan cuatro montajes de laboratorio correspondientes a las topolog´ıas DFACTS estudiadas. El objetivo de estos montajes es validar los resultados obtenidos en simulaci´on del ICL. En concreto, se han desarrollado tres prototipos de la topolog´ıa BTB y uno de la topolog´ıa AC-link ShSPFC. Los prototipos desarrollados para la topolog´ıa BTB son de 20, 100 y 500 kVA, respectivamente. Entre un prototipo y otro, el montaje realizado ha sufrido una evoluci´on en potencia, nivel de tensi´on, estrategias de control, filtros de conexi´on, mitigaci´on de EMI (del ingl´es Electromagnetic Interferance), comunicaciones y rendimiento. El desarrollo de varios prototipos tiene como objetivo alcanzar, de forma gradual, un montaje de laboratorio final que pueda ser integrado en una red real de distribuci´on. Respecto a la topolog´ıa AC-link ShSPFC, se ha desarrollado un prototipo de 20 kVA con un VeSC de 4.5 kVA conectado en serie. La validaci´on de esta topolog´ıa se ha realizado en diferentes etapas. En la primera etapa, el VeSC se ha utilizado para alimentar una carga resistiva. La validaci´on de su funcionamiento se ha realizado mediante la comparaci´on de los resultados experimentales y de simulaci´on. De la misma forma, se ha realizado un segundo ensayo, basado en alimentar una carga resistiva desde la red baja tensi´on a la que se a˜nade una tensi´on serie proporcionada por el VeSC. Por ´ultimo, se ha implementado la topolog´ıa AC-link ShSPFC, a la cual se le ha aplicado la estrategia de control FL desarrollada en el cap´ıtulo 3. 14 CAP´ ITULO 1. INTRODUCCI ´ ON Cap´ıtulo 2 Revisi´on del estado del arte En este cap´ıtulo se van a revisar los diferentes tipos de dispositivos DFACTS utilizados para el mallado flexible de la red distribuci´on. De esta forma, se estudiar´an las aplicaciones m´as relevantes de estos enlaces flexibles en los sistemas el´ectricos y c´omo llevar a cabo su conexi´on a la red. La Fig. 2.1 representa de forma esquem´atica la estructura en la que se basa este cap´ıtulo. En ella, se representan las partes m´as importantes para la conexi´on eficiente de los dispositivos DFACTS a la red, considerando los filtros de conexi´on, los tipos de dispositivos utilizados para realizar el enlace, los controladores utilizados para controlar cada dispositivo y el c´alculo de las referencias de potencia activa y reactiva, que permiten la explotaci´on ´optima de los sistemas enlazados. Adem´as, este esquema tambi´en se puede considerar como la estructura b´asica para el desarrollo de esta tesis doctoral, tal y como se estudiar´a en los cap´ıtulos posteriores. 2.1. Aplicaci´on de dispositivos DFACTS En el cap´ıtulo anterior se han comentado algunos de los beneficios de las topolog´ıas DFACTS y su clasificaci´on en funci´on del tipo de conversi´on el´ectrica realizada: AC-DC-AC o AC-AC. Otra forma de clasificar estos dispositivos se basa en funci´on de su aplicaci´on. De esta forma, los dispositivos DFACTS se pueden clasificar en funci´on de su uso, de la siguiente manera: •Control activo del flujo de potencia entre redes [34],[35]. A trav´es de los dispositivos DFACTS se pueden enlazar dos sistemas el´ectricos, de tal manera que se puedan controlar los flujos de potencia activa y reactiva entre ellos. El control de estos flujos permitir´a explotar el sistema completo de una manera m´as eficiente. 15 16 CAP´ ITULO 2. REVISI ´ ON DEL ESTADO DEL ARTE Sistema 1 Sistema 2 DC-link AC-link VSC Topologías VeSC Topologías Sección 2.2.1 Sección 2.2.2 Figura 2.1: Estructura cap´ıtulo 2. 2.2. REVISI ´ ON DE LAS TOPOLOG´ IAS DFACTS 17 •Regulaci´on del perfil de tensiones en redes de distribuci´on [36],[37]. En alimentadores especialmente largos, los dispositivos DFACTS pueden compensar las ca´ıdas de tensi´on al final de la l´ınea. Adem´as, estos dispositivos pueden ayudar a evitar las sobretensiones producidas por la GD. •Equilibrio de carga entre l´ıneas o transformadores de potencia [38]. •Compensaci´on de desequilibrios [39]-[41] y arm´onicos [42]. •Compensaci´on de huecos de tensi´on [43], [44]. •Reducci´on de p´erdidas de explotaci´on de un sistema [45],[46]. •Incremento de la penetraci´on de GD a trav´es del uso de la electr´onica de potencia [21], [47]. En este trabajo, se van a utilizar diferentes topolog´ıas de dispositivos DFACTS, con la intenci´on de llevar a cabo algunas de estas aplicaciones en las redes de distribuci´on, destacando por encima del resto el control de los flujos de potencia entre sistemas el´ectricos. 2.2. Revisi´on de las topolog´ıas DFACTS En los ´ultimos a˜nos han aparecido diferentes publicaciones sobre el uso de los dispositivos DFACTS para controlar los flujos de potencia en las redes de distribuci´on. Estos dispositivos se han venido clasificando en funci´on de c´omo se conectan a la red el´ectrica, serie o paralelo, y en funci´on del tipo de enlace: DC-link o AC-link. En las siguientes subsecciones se van a revisar los diferentes tipos de dispositivos DFACTS, surgidos a partir del tipo de enlace utilizado. 2.2.1. Enlaces de continua Los convertidores en fuente de tensi´on, VSC [48], son el componente principal del DC-link, ya que son los encargados de realizar la conversi´on entre las partes de continua y de alterna. En este trabajo, el VSC considerado se basa en la topolog´ıa de seis pulsos y dos niveles (puente de Graetz), que se muestra en la Fig. 2.2. A trav´es de la correcta operaci´on de los interruptores de potencia, conformados por las parejas de IGBTs y diodos en anti-paralelo, es posible crear formas de onda de tensi´on de alterna a partir de una tensi´on en continua. La operaci´on de los IGBTs se llevar´a a cabo mediante la t´ecnica de modulaci´on por ancho de pulsos, PWM [26] (del ingl´es Pulse Width Modulation). Esta t´ecnica se basa en un comparador de dos entradas y una salida, ver Fig. 2.3. Una de las entradas, conocida como se˜nal portadora y de forma triangular, se compara con la otra entrada, conocida como se˜nal moduladora o duty. 24 CAP´ ITULO 2. REVISI ´ ON DEL ESTADO DEL ARTE Figura 2.8: Convertidor matricial. desarrollo [74]. De hecho, una de las mayores dificultades para el desarrollo de estos dispositivos ha sido el dise˜no de la estrategias de conmutaci´on en los interruptores bidireccionales [75]. En [76] se resumen las diferentes estrategias de conmutaci´on surgidas estos ´ultimos a˜nos, las cuales se pueden dividir en las siguientes t´ecnicas: •T´ecnicas escalares. ´ Estas se dividen en la t´ecnica de control directo, desarrollada por Venturini [70], y el m´etodo de Roy [77]. El objetivo de la modulaci´on consiste en generar una tensi´on de salida, de amplitud y frecuencia variable, a partir de una tensi´on de entrada, de frecuencia y amplitud fija. La relaci´on entre la tensi´on y corriente de salida, y las tensiones y corrientes de entrada se expresan mediante: vo(t) = M(t)×vi(t) (2.1) ii(t) = M(t)×io(t) (2.2) donde voeioson la tensi´on e intensidad de salida del convertidor, vi eiison la tensi´on e intensidad de entrada y Mes la matriz de los duty ratios asociada a los 9 interruptores bidireccionales: M(t) =   SAa(t)SBa(t)SCa(t) SAb(t)SBb(t)SCb(t) SAc(t)SBc(t)SCc(t) (2.3) 2.2. REVISI ´ ON DE LAS TOPOLOG´ IAS DFACTS 25 El primer m´etodo (Venturini) se basa en el balance de potencia entre la potencia de salida y entrada del convertidor, PoyPi, y en la utilizaci´on de las expresiones anteriores, de tal manera que se obtenga el valor del duty ratio de la siguiente forma: Po=Pi→Sij(t) = 1 31 + 2viN (t)vjN /V 2 ij=A, B, C, i =a, b, c (2.4) En el segundo m´etodo, desarrollado por Roy, el patr´on de conmutaci´on se basa en una comparaci´on entre la tensi´on de fase de entrada y el valor instant´aneo deseado de la tensi´on de salida. Teniendo en cuenta este concepto y (2.1), los valores de los duty ratios se obtienen de la siguiente forma: SLj =(vjN −vM)vL 1,5V2 i SKj =(vjN −vM)vK 1,5V2 i SMj = 1 −(SLj +SKj)      (2.5) donde j=a, b, c, el sub´ındice Mse asigna a la tensi´on de entrada de diferente polaridad a las otras dos, el sub´ındice La la tensi´on m´as peque˜na de las otras dos tensiones restantes, y el subindice Ka la tercera tensi´on de entrada. •T´ecnicas basadas en PWM. Estas t´ecnicas se dividen en los m´etodos basados en la comparaci´on de los duty ratios con una se˜nal portadora de alta frecuencia [78]-[81], y en t´ecnicas que realizan la modulaci´on mediante fasor espacial, SVM (del ingl´es space vector modulation) [82]- [85]. ´ Esta se basa en la representaci´on del fasor espacial instant´aneo de las tensiones y corrientes de entrada y salida del convertidor. •T´ecnicas basadas en el control directo del par. Este m´etodo se desarrolla para estrategias de control de alto rendimiento, basadas en el control del par y el flujo de m´aquinas rotativas AC mediante convertidores [86], [87]. •Control predictivo. Esta t´ecnica se basa en la selecci´on del estado de los interruptores del convertidor, de tal manera que conduzcan al valor m´as cercano de su respectiva referencia al final del periodo de muestreo. Esta estrategia utiliza el modelo promediado del convertidor y de la carga, con el objetivo de predecir el futuro comportamiento de la corriente y la potencia hacia la carga, [88]-[93]. Esta variedad en las t´ecnicas de conmutaci´on reflejan la dificultad de operar los convertidores matriciales, as´ı como la necesidad de encontrar un sistema de control relativamente simple. Por esta raz´on, empezaron a surgir en la literatura especializada una serie de propuestas que intentaron reducir las deficiencias relacionadas de estas disposiciones [94]-[96]. En la siguiente 26 CAP´ ITULO 2. REVISI ´ ON DEL ESTADO DEL ARTE subsecci´on se va a presentar una de las configuraciones m´as prometedoras de convertidores matriciales conocida como VeSC. 2.2.6. Vector Switching Converter (VeSC) Debido a su simplicidad, una de las propuestas consideradas han sido los VeSC [30]. Publicaciones recientes han demostrado la utilidad de estos dispositivos en sistemas de potencia. Alguno de los trabajos m´as importantes desarrollados con esta nueva configuraci´on son: control de los flujos de potencia entre redes [30], [33], [97], [98], ayuda a la estabilidad transitoria en los sistemas de transporte, [99]-[102], desarrollo de nuevas topolog´ıas basadas en VeSC [103] y validaci´on experimental de esta topolog´ıa mediante desarrollo en laboratorio [104]-[106]. B´asicamente, un VeSC es un convertidor trif´asico AC-AC, el cual es capaz de sintetizar una tensi´on AC de salida, vout, a partir de un n´umero de fuentes de tensi´on AC de entrada aisladas entre s´ı, vinm, tal y como se muestra en la Fig. 2.9. Figura 2.9: Principio de funcionamiento del VeSC. 2.2. REVISI ´ ON DE LAS TOPOLOG´ IAS DFACTS 27 La conmutaci´on real de cada una de las fuentes se hace utilizando un m´odulo de IGBT y diodo en anti-paralelo, el cual es bidireccional en corriente y unidireccional en tensiones para sistemas trif´asicos [30]. La t´ecnica de modulaci´on utilizada para el VeSC ser´a PWM. Sin embargo, a diferencia del PWM utilizado para los VSCs, la se˜nal portadora ser´a una onda triangular con forma de diente de sierra y la moduladora (duty ratio) un valor constante. La Fig. 2.10 muestra en detalle el PWM utilizado para el VeSC. En este caso, existen varias se˜nales moduladoras que se obtienen a partir de la suma de los duty ratios. El intervalo entre cada una de estas se˜nales moduladores se considera el nivel alto para una ´unica se˜nal de control, Hk(k= 1,2, ...m), de tal manera que s´olo se activen un grupo de IGBTs a la vez, tal y como se puede observar con los interruptores de la Fig. 2.9. El cierre de estos interruptores provocar´a que la tensi´on AC de entrada aparezca en la salida del VeSC. La tensi´on de salida, vout, se obtiene a partir de la conmutaci´on de varias tensiones de entrada, vin1...m, ver Fig 2.10. Finalmente, la corriente de la salida, iout, tendr´a que ser filtrada para inyectar a la red una corriente lo m´as sinusoidal posible. Matem´aticamente, la operaci´on del VeSC se puede expresar utilizando las funciones de conmutaci´on descritas en [107], [108]. Por tanto, la tensi´on de salida, vout, se puede expresar como: vout(t) = X j Hj(t)vin−j(t)j= 1,2,...,m (2.6) donde vout =va out, vb out, vc outTyvin−j=va in−j, vb in−j, vc in−jTson las tensiones de salida y entrada respectivamente, y Hj(t) son las funciones de conmutaci´on que relacionan las tensiones de salida con las tensiones de entrada. De manera an´aloga, la corriente suministrada por cada una de las fuentes de tensi´on a la carga trif´asica se puede expresar de la siguiente forma: iin−j(t) = Hj(t)iout(t)j= 1,2,...,m (2.7) donde iout =ia out, ib out, ic outTeiin−j=ia in−j, ib in−j, ic in−jTson las corrientes de salida hacia la carga y la corriente suministrada por cada una de las fuentes de entrada j, respectivamente. Cuando la frecuencia de conmutaci´on de los IGBTs es mucho mayor que la frecuencia fundamental de las tensiones e intensidades a la entrada y salida del convertidor, la potencia neta transferida entre ellos se obtiene a partir del valor medio de las funciones de conmutaci´on [109]. De este modo, (2.6) y (2.7) se pueden expresar como: vout(t) = X j dj(t)vin−j(t)j= 1,2,...,m (2.8) iin−j(t) = dj(t)iout(t)j= 1,2,...,m (2.9) 28 CAP´ ITULO 2. REVISI ´ ON DEL ESTADO DEL ARTE donde el duty ratio de la fila i-´esima se define como: di(τ) = 1 T τ+T Z τ Hi(t)dt (2.10) siendo Tel periodo de conmutaci´on. Destacar que la suma de los duty ratios debe verificar: m X i=1 di(t) = 1 (2.11) DSP/FPGA Tensión VeSC Estrategia PWM { { Tensión Alterna { duty VeSC Filtro PWM Corriente VeSC Filtrada Figura 2.10: Estrategia PWM para el VeSC. 2.2. REVISI ´ ON DE LAS TOPOLOG´ IAS DFACTS 29 2.2.7. Topolog´ıas basadas en VeSC La conexi´on del VeSC a la red el´ectrica se ha realizado mediante diferentes topolog´ıas. Entre ellas cabe destacar el Controlador Π: AC-link Back-to-Back [110], mostrado en la Fig. 2.11. Esta topolog´ıa permite enlazar dos sistemas el´ectricos con el objetivo de controlar el flujo de potencia activa y reactiva, P2 yQ2, entre ambos. Resaltar que se debe cumplir el balance de potencia activa y reactiva entre la entrada y salida del VeSC, a diferencia de la topolog´ıa BTB correspondiente a los DC-link, donde la potencia reactiva es independiente en los terminales de cada VSC. Esta caracter´ıstica provoca que el Controlador Π tenga un grado de libertad menos que la topolog´ıa BTB con DC-link. El dise˜no de la misma se realiza para soportar la potencia nominal de los alimentadores que enlaza, al igual que en la configuraci´on BTB con enlace de continua. Transformador Conexión red VeSC Filtros Capacitivos Sistema 1 Sistema 2 Transformador Multidevanados PCC2 Figura 2.11: Controlador Π: AC-link Back-to-Back. Las tensiones de entrada a cada pareja de IGBT y diodo en anti-paralelo se proporcionan desde un transformador multidevanados, formado por un devanado de alta y cuatro devanados de baja. Estos convertidores se caracterizan por tener un filtro capacitivo en la entrada, de manera que la corriente circulante hacia el convertidor tenga el menor contenido arm´onico posible. La tensi´on de salida del VeSC se eleva mediante un transformador, 30 CAP´ ITULO 2. REVISI ´ ON DEL ESTADO DEL ARTE que permite su conexi´on a la red el´ectrica. Esta tensi´on se obtiene a partir de la combinaci´on de diferentes tensiones de entrada, tal y como se muestra en la Fig. 2.12. En este caso concreto, la tensi´on de salida viene definida por la combinaci´on de cuatro tensiones de entrada. Es importante resaltar que cada una de estas tensiones provienen de un devanado distinto y que el valor de un duty ratio se asigna a un mismo devanado, es decir, las tensiones de un devanado se conectan a los IGBTs controlados por una misma funci´on de conmutaci´on Hj(t). Figura 2.12: Zona de funcionamiento del Controlador Π: AC-link Back-to- Back. Otra topolog´ıa destacable es el Controlador Ξ: AC-link serie [102], [111]- [113]. En la Fig. 2.13 se muestra dicha topolog´ıa basada en la inyecci´on de una tensi´on serie que permite el control de la potencia activa entre los sistemas enlazados. Transformador Serie Sistema 1 Sistema 2 Figura 2.13: Controlador Ξ: AC-link serie. 2.2. REVISI ´ ON DE LAS TOPOLOG´ IAS DFACTS 31 Sin embargo, la topolog´ıa m´as prometedora de las desarrolladas, utilizando VeSC, es el Controlador Γ: AC-link Unified Power Flow Controller, [33], [100], [101], [104], mostrado en la Fig. 2.14. Esta topolog´ıa ha sido analizada en profundidad en r´egimen permanente [101] y din´amico [33], quedando demostrado sus beneficios en la interconexi´on de sistemas el´ectricos. El sistema se caracteriza por la conexi´on de un transformador multidevanados en paralelo, del que se obtienen las tensiones de entrada, y un transformador serie que inyecta la tensi´on de salida del VeSC al sistema. La tensi´on de salida se encuentra delimitada por la regi´on de la Fig. 2.15 [33]. Esta figura representa las tensiones disponibles de cada uno de los bobinados secundarios del transformador multidevanados (tensiones de entrada), de cuya combinaci´on resulta la tensi´on de salida. Como se puede observar, la zona de operaci´on es igual que la del Controlador Π, ya que las tensiones de entrada est´an proporcionadas por el mismo transformador multidevanados. VeSC Filtros Capacitivos Sistema 1 Transformador Multidevanados Transformador Serie Sistema 2 PCC2 Figura 2.14: Controlador Γ: AC-link Unified Power Flow Controller. Esta topolog´ıa, al igual que el Controlador Π, se caracteriza por tener dos grados de libertad: los flujos de potencia activa y reactiva, P2yQ2, entre los dos sistemas enlazados. La caracter´ıstica principal, que convierte 32 CAP´ ITULO 2. REVISI ´ ON DEL ESTADO DEL ARTE dicha topolog´ıa en la m´as atractiva de las configuraciones con VeSC, es su potencia nominal. ´ Esta es considerablemente inferior al Controlador Π, ya que el control de los flujos de potencia entre los dos sistemas se realiza mediante la inyecci´on de una tensi´on serie, la cual es una fracci´on de la tensi´on nominal de la red el´ectrica. Tambi´en es importante destacar que el transformador multidevanados es de la misma potencia nominal que el VeSC, es decir, de una potencia nominal reducida. Figura 2.15: Tensiones de salida con el Controlador Γ: AC-link Unified Power Flow Controller. 2.3. Filtros de conexi´on a red En esta secci´on se van a describir algunos de los filtros m´as utilizados para la conexi´on de los dispositivos DFACTS a la red el´ectrica. La tensi´on AC resultante en puertas de los convertidores se corresponde con un tren de pulsos derivado del proceso PWM que controla los IGBTs. Este tren de pulsos se caracteriza por contener una componente fundamental, proveniente de la se˜nal moduladora, y una componente de alta frecuencia producida por la se˜nal portadora. El contenido arm´onico debido a la se˜nal portadora tiene que ser reducido, de tal forma que se proporcione a la red una intensidad con una tasa de distorsi´on arm´onica, THD (del ingl´es Total Harmonic Distortion), lo m´as baja posible. Para ello, estos dispositivos deben conectarse al sistema el´ectrico a trav´es de un filtro, que ser´a el encargado de atenuar las altas frecuencias. Algunos de los filtros m´as utilizados en estos dispositivos son: los filtros inductivos Ly los filtros que combinan inductancias con condensadores, filtros LCL [114]-[117] y L-LC-L [118], [119]. La Fig. 2.16 y la Fig. 2.17 representan los filtros LyLCL respectivamente, as´ı como la forma de onda de las tensiones y corrientes m´as representativas de cada una de ellas. El objetivo de ambas estrategias es conseguir que la corriente inyectada a la red est´e compuesta principalmente por componente fundamental, es decir, obtener una onda con un THD lo m´as reducido posible [120]. Para analizar ambos filtros, se har´a uso de la funci´on de transferencia de cada uno de ellos [121], que relaciona la corriente, ig, con la tensi´on del 2.3. FILTROS DE CONEXI ´ ON A RED 33 Convertidor Red Eléctrica Figura 2.16: Filtro Lde conexi´on a red. Convertidor Red Eléctrica Figura 2.17: Filtro LCL de conexi´on a red. convertidor, vc. En el caso del filtro L, esta relaci´on se encuentra expresada mediante (2.12). De manera an´aloga, se obtiene la funci´on de transferencia del filtro LCL mediante (2.13). Los par´ametros, R,R1yR2, representan las resistencias propias asociadas a cada una de las inductancias. La salida de las funciones de transferencia ser´a la variable de estado correspondiente a la corriente inyectada a la red: y=ig. Mientras, la entrada de ambas funciones de transferencia ser´a la tensi´on a las puertas del convertidor, vc. GL(s) = 1 Ls +R(2.12) GLCL(s) = vdc/2 Cs L1L2s2+ (L1R2+L2R1)s+L1+L2 Cs +R1R2+R1+R2 (2.13) La Fig. 2.18 representa el diagrama de Bode de las funciones de transferencia anteriores. Los valores utilizados, a modo de ejemplo, de los par´ametros resistivos, inductivos y capacitivos se presentan en la Tabla 2.1. Resaltar que el valor de la inductancia del filtro Les igual a la suma de las inductancias L1yL2del filtro LCL, para hacer m´as adecuada la comparaci´on entre ambos filtros. La selecci´on de ´estos se estudiar´a en detalle en la secci´on 3.4.2. Las ventajas e inconvenientes de ambos filtros se obtienen a partir del an´alisis de dicha figura: •A frecuencias bajas, cercanas a la frecuencia fundamental, ambos filtros se comportan de forma similar. De este modo, se podr´ıa decir que el filtro LCL se comporta como un filtro puramente inductivo a estas frecuencias. La impedancia del condensador a bajas frecuencias es tan 40 CAP´ ITULO 2. REVISI ´ ON DEL ESTADO DEL ARTE transformada de Clarke a las magnitudes del modelo (2.19), y se introducen en (2.21) y (2.22), se obtiene el modelo en coordenadas zαβ del VSC: iabc g=T−1 Cizαβ gvabc g=T−1 Cvzαβ gηabc =T−1 Cηzαβ (2.30) LdT−1 Cizαβ g dt =T−1 Cηzαβvdc 2−RT−1 Cizαβ g−T−1 Cvzαβ g(2.31) Cdvdc dt =1 2T−1 CηzαβTT−1 Cizαβ g−io(2.32) Al igual que el modelo desarrollado en coordenadas dq, la coordenada z se elimina por considerarse un sistema trif´asico de alterna equilibrado a tres hilos. A partir de aqu´ı, el modelo en estas coordenadas se denominar´a modelo en coordenadas αβ: diα g dt =1 Lηα vdc 2−Riα g−vα g(2.33) diβ g dt =1 Lηβ vdc 2−Riβ g−vβ g(2.34) dvdc dt =1 C1 2(ηαiα g+ηβiβ g)−io(2.35) Una vez se ha obtenido el modelo promediado del VSC en coordenadas abc,dq yαβ, se van a desarrollar las estrategias de control aplicadas a cada topolog´ıa en las siguientes subsecciones. 2.4.2. Control de potencia activa y reactiva para la topolog´ıa paralelo Las topolog´ıas que utilizan VSCs conectados en paralelo a la red el´ectrica se han definido en la secci´on 2.2.1. El objetivo de estos VSCs se centra en controlar la potencia activa y reactiva en su PCC. Para llevar a cabo este prop´osito, se han desarrollado dos estrategias de control principalmente: control de tensiones y control de corrientes. La primera de ellas ha sido predominante utilizada en aplicaciones de potencia en alta tensi´on [128], [129], aunque tambi´en ha sido utilizada en aplicaciones industriales [130]. Esta estrategia se basa en el control de la potencia activa y reactiva por medio de la fase y amplitud de la tensi´on en terminales del VSC. De esta forma, se pueden desarrollar dos controladores independientes, ya que el desfase entre la tensi´on del VSC y la tensi´on del PCC est´a directamente relacionado con la potencia activa, y la diferencia de amplitud de estas tensiones est´a relacionada directamente con la potencia reactiva. El modo de control de tensiones es sencillo y contiene pocos lazos de control, ver Fig. 2.22. Sin embargo, la principal desventaja de este controlador es la falta de control de la corriente. En caso de cortocircuito o sobrecarga del sistema, el VSC no estar´ıa protegido con este controlador y podr´ıa da˜narse. 2.4. ESTRATEGIAS DE CONTROL 41 Planta Controlador PI Controlador PI Transformada abc/Fasores espaciales + Escalado de Fase Transformada Fasores espaciales/abc Figura 2.22: Control de potencia activa y reactiva mediante el control de tensiones. El segundo modo de control es el control de corrientes. Esta estrategia se basa en controlar la fase y amplitud de la corriente con respecto a la tensi´on del PCC, de tal manera que se pueda realizar un control independiente de la potencia activa y reactiva. Con este esquema de control, el VSC se encuentra protegido contra sobrecargas o cortocircuitos, adem´as de presentar mejor robustez respecto a la variaci´on de los par´ametros del sistema, reflejado en una mejor respuesta din´amica y mayor precisi´on del controlador [131]. En esta tesis doctoral, el modo de control utilizado para los VSCs conectados en paralelo a la red ser´a el control de corrientes. Para aplicar dicha estrategia se utilizar´an los modelos promediados desarrollados en la secci´on anterior. De esta forma, el VSC se puede modelar mediante fuentes de tensi´on controlables, tal y como se muestra en la Fig. 2.23. El modelo del VSC en coordenadas abc se obtuvo mediante (2.14)-(2.16). La aplicaci´on de la transformada Park proporcion´o el modelo en coordenadas s´ıncronas dq, (2.26) y (2.27). Esta transformaci´on, tal y como se coment´o en la secci´on 2.4.1, proporciona un modelo donde las variables son constantes y no sinusoidales, permitiendo desarrollar estrategias de control m´as sencillas. Para realizar esta transformaci´on es necesario utilizar un PLL [132], que permita sincronizarse con el ´angulo de la tensi´on de la red, vabc g. El objetivo final es controlar, de manera independiente, la potencia activa y reactiva en el PCC mediante las corrientes. Para ello, habr´a que relacionar las potencias deseadas, p∗yq∗, con las corrientes, i∗ dei∗ q, mediante la siguiente expresi´on: p∗=3 2vd gid∗ g+vq giq∗ g(2.36) 42 CAP´ ITULO 2. REVISI ´ ON DEL ESTADO DEL ARTE q∗=3 2vd giq∗ g−vq gid∗ g(2.37) Si se despejan id∗ geiq∗ gde las ecuaciones anteriores se obtienen las corrientes de referencia: id∗ g=2p∗vd g−q∗vq g 3vd2 g+vq2 g(2.38) iq∗ g=2p∗vq g+q∗vd g 3vd2 g+vq2 g(2.39) + + + + + + Convertidor Filtro Red Figura 2.23: Circuito equivalente de las topolog´ıas paralelo conectadas a red. De esta forma, se puede aplicar alg´un algoritmo de control que realice un seguimiento adecuado de ´estas. El control de estas corrientes proporcionar´a la obtenci´on de las potencias deseadas, p∗yq∗. El sistema formado por (2.26) y (2.27) se corresponde con un sistema no lineal, ya que aparecen productos de estados por entradas y t´erminos cruzados. Como consecuencia, la estrategia de control que se aplique tiene que ser no lineal. Una de las estrategias m´as utilizada es la linealizaci´on exacta por realimentaci´on, FL. Esta estrategia consiste en la linealizaci´on del sistema a controlar por medio de un cambio de variables. Es decir, se realiza una transformaci´on algebraica del sistema no lineal, de manera tal que el nuevo sistema transformado sea lineal y se puedan aplicar estrategias lineales de control. La estrategia de control por realimentaci´on que se utiliza en esta tesis doctoral se denomina linealizaci´on exacta entrada-salida. ´ Esta se caracteriza por obtener una serie de entradas a partir de las salidas a controlar mediante una din´amica lineal. En este caso, las entradas consideradas ser´an las se˜nales moduladoras ηdyηq, y las salidas ser´an las variables de estado correspondientes a las corrientes: id geiq g. El primer paso para aplicar la estrategia de control FL ser´a igualar (2.26) y (2.27) con dos entradas auxiliares, udyuq, de la siguiente forma: Ldid g dt +Rid g=ηdvdc 2−Lωiq g−vd g=ud(2.40) 2.4. ESTRATEGIAS DE CONTROL 43 Ldiq g dt +Riq g=ηqvdc 2+Lωid g−vq g=uq(2.41) Por un lado se obtiene: ud=ηdvdc 2−Lωiq g−vd g(2.42) uq=ηqvdc 2+Lωid g−vq g(2.43) Y por otro: ud=Ldid g dt +Rid g(2.44) uq=Ldiq g dt +Riq g(2.45) Las ecuaciones (2.44) y (2.45) representan dos sistemas lineales independientes, cuyas entradas son las variables auxiliares, udyuq, y salidas las corrientes, id geiq g, respectivamente. Por tanto, a ambos sistemas se les pueden aplicar estrategias de control lineales, tales como un controlador PI: ud=kpeid g+kiξid g(2.46) uq=kpeiq g+kiξiq g(2.47) donde: •eid g=id∗ g−id ges el error de la corriente en eje directo. •eiq g=iq∗ g−iq ges el error de la corriente en eje cuadratura. •ξid ges la integral del error eid g. •ξiq ges la integral del error eiq g. •kpykison las ganancias proporcional e integral del controlador PI respectivamente. De acuerdo a [48], el valor de las ganancias, kpyki, se obtiene de la siguiente forma: kp=L τki=R τ(2.48) donde, τ, es la constante de tiempo del controlador, seleccionada entre 0.5 y 5 milisegundos cuando se aplican estrategias de control en coordenadas dq para aplicaciones PWM. Las entradas udyuqconvierten el sistema en lineal y desacoplado. Sin embargo, estas entradas son ficticias y se tienen que relacionar con las entradas reales ηdyηq. Para ello, se despejan las entradas reales de (2.42) y (2.43) en funci´on de las variables auxiliares: ηd=vdc 2ud+Lωiq g+vd g(2.49) 44 CAP´ ITULO 2. REVISI ´ ON DEL ESTADO DEL ARTE ηq=vdc 2uq−Lωid g+vq g(2.50) Estas entradas, ηdyηq, se encuentran en coordenadas dq, por tanto habr´a que aplicar la antitransformada, T−1 P, a estas variables de manera que se obtengan las entradas reales ηabc. Las ecuaciones (2.38), (2.39), (2.46), (2.47), (2.49) y (2.50) proporcionan el valor de potencia activa y reactiva deseado en el PCC. Control C(s) Feedforward Cancelación Término Cruzado Feedforward Cancelación Término Cruzado VSC Control C(s) Figura 2.24: Diagrama de bloques del controlador de corrientes en coordenadas dq para la topolog´ıa paralelo. La Fig. 2.24 representa, mediante diagramas de bloques y funciones de transferencia, el controlador de corrientes desarrollado anteriormente en coordenadas dq [48], [133]. Adem´as del propio bloque del controlador, C(s), y de la planta (en este caso el VSC), G(s), la figura anterior se caracteriza por la cancelaci´on de los t´erminos cruzados y por la alimentaci´on en adelanto de las tensiones de la red, conocida como feedforward. La cancelaci´on de t´erminos cruzados permite el desacople entre los ejes dyq, mientras, la realizaci´on del feedforward permite al controlador contemplar cualquier variaci´on en las tensiones de la red y adaptarse a ellas. Al modelo representado por (2.14)-(2.16) en coordenadas abc, tambi´en se le aplic´o la transformaci´on de Clarke, TC, de manera que se obtuvo un modelo en coordenadas estacionarias αβ, (2.33) y (2.34). El sistema expresado en estas coordenadas es lineal y presenta variables sinusoidales. El controlador utilizado con este modelo se caracteriza por no utilizar PLL y por controlar variables no constantes. En este caso, se propone un controlador proporcional-resonante (PR) [134]-[136] que asegura error en estado 2.4. ESTRATEGIAS DE CONTROL 45 Control C(s) Control C(s) VSC Figura 2.25: Diagrama de bloques del controlador de corrientes en coordenadas αβ para la topolog´ıa paralelo. estacionario nulo para variables sinusoidales a la frecuencia de dise˜no del controlador. El diagrama de bloques del controlador se representa en la Fig. 2.25. Este controlador no necesita realizar la cancelaci´on de t´erminos cruzados, puesto que el modelo en coordenadas αβ no est´a acoplado, y no necesita medir la tensi´on de la red [137]. 2.4.3. Control de la tensi´on del enlace de continua de la topolog´ıa paralelo En esta secci´on se va a desarrollar el controlador utilizado para fijar la tensi´on del enlace de continua. Las topolog´ıas con enlace de continua, BTB y UPFC, necesitan que uno de los dos VSCs se haga cargo de controlar la tensi´on del enlace de continua, de tal modo que se asegure la operaci´on adecuada de los convertidores. El control de esta tensi´on se realiza habitualmente por el VSC que se encuentra conectado en paralelo con el sistema. En el caso de la topolog´ıa UPFC ser´a el VSCsh, mientras que para la topolog´ıa BTB podr´ıa ser cualquiera de los dos VSCs. El control de la tensi´on del enlace de continua se va a realizar mediante dos controladores PI en cascada. El primero de ellos se va a encargar de proporcionar la corriente de referencia, iq∗ g, necesaria para mantener la ten- si´on del enlace de continua en el valor deseado, mientras el segundo se va a encargar de controlar dicha corriente. El PLL considerado en este trabajo selecciona la tensi´on en el eje qcomo la tensi´on de referencia del sistema. De esta forma, se consigue que vd g= 0 y vq g=√2Vg√3. Por tanto, la potencia activa demandada por el convertidor, con vistas a mantener la tensi´on del en- 46 CAP´ ITULO 2. REVISI ´ ON DEL ESTADO DEL ARTE lace de continua en un nivel deseado, estar´a asociada ´unicamente a la acci´on de iq g, mientras id gser´a ´unicamente dependiente de la inyecci´on de potencia reactiva deseada, (2.38) y (2.39). En definitiva, la corriente iq gest´a directamente relacionada con la tensi´on vdc permitiendo plantear el siguiente lazo de control para la tensi´on del enlace de continua: iq∗ g=−kdc pevdc +kdc iξvdc (2.51) donde v∗ dc es la tensi´on de continua de referencia, evdc =v∗ dc −vdc es el error de la tensi´on del enlace de continua, iq∗ ges la intensidad de referencia en eje cuadratura y, kdc pykdc ison las ganancias de controlador proporcional e integral del controlador PI propuesto. La ecuaci´on (2.51) proporciona la corriente referencia, iq∗ g, necesaria para alcanzar la tensi´on del enlace de continua deseada. Esta corriente de referencia se obtendr´a aplicando el algoritmo de control desarrollado en la secci´on 2.4.2. 2.4.4. Control de potencia activa y reactiva de la topolog´ıa serie La Fig. 2.26 representa el circuito equivalente de los VSCs conectados en serie con la red. El filtro utilizado para conectar el convertidor es un filtro LCL que proporciona una tensi´on y una corriente con el menor contenido arm´onico posible. + + + Convertidor Filtro Transformador Serie PCC Sistema 1 Sistema 2 Figura 2.26: Circuito equivalente de las topolog´ıas serie conectadas a red. Hist´oricamente, se han considerado dos estrategias de control para estas configuraciones: control de corrientes [138] y control de tensiones [59]. La estrategia basada en el control de corrientes considera despreciable el 2.4. ESTRATEGIAS DE CONTROL 47 condensador C. La frecuencia de control considerada es la fundamental, por tanto, el filtro LCL se comporta como una inductancia pura a esas frecuencias, tal y como se mostr´o en la Fig. 2.18. La impedancia del condensador a esa frecuencia es tan alta que se puede considerar un circuito abierto. Sin embargo, para realizar el control de tensiones se tendr´a en cuenta el modelo completo, ya que el estado a controlar ser´a la propia tensi´on del condensador. Para controlar la potencia activa y reactiva deseada, p∗yq∗, mediante las corrientes, se debe obtener en el PCC las expresiones que relacionan ambas magnitudes. El dise˜no del controlador se har´a utilizando el modelo en coordenadas dq del VSC, desarrollado en la secci´on 2.4.1. De esta forma, las potencias se relacionan con las corrientes mediante la siguiente expresi´on: p∗=3 2vd P CC id∗ g+vq P CC iq∗ g(2.52) q∗=3 2vd P CC iq∗ g−vq P CC id∗ g(2.53) Al igual que el control de potencias en las topolog´ıas paralelo, ´estas se controlar´an mediante las corrientes id∗ geiq∗ g. Para ello, se deben despejar dichas corrientes de las ecuaciones anteriores: id∗ g=2p∗vd P CC −q∗vq P CC  3vd2 P CC +vq2 P CC (2.54) iq∗ g=2p∗vq P CC +q∗vd P CC  3vd2 P CC +vq2 P CC (2.55) La corriente circulante por la l´ınea, iabc g, se puede relacionar con la corriente serie inyectada por el VSC, iabc s, a trav´es del transformador serie: iabc s=−rtsiabc g(2.56) donde, rts, es la relaci´on de transformaci´on del transformador serie. Destacar que la corriente hacia el condensador, iabc c, ha sido despreciada, ya que el controlador est´a dise˜nado para la frecuencia fundamental. Introduciendo la relaci´on de transformaci´on en (2.54) y (2.55), se obtiene la corriente de referencia, idq∗ s, que se corresponde con la corriente inyectada por el VSC. Esta corriente se va a considerar la variable de estado a controlar en los VSCs conectados en serie: id∗ s=−rts 2p∗vd P CC −q∗vq P CC  3vd2 P CC +vq2 P CC (2.57) iq∗ s=−rts 2p∗vq P CC +q∗vd P CC  3vd2 P CC +vq2 P CC (2.58) 48 CAP´ ITULO 2. REVISI ´ ON DEL ESTADO DEL ARTE Conocidas las corrientes de referencia, que proporcionan las potencias activas y reactivas deseadas, se puede desarrollar el algoritmo de control. Las ecuaciones diferenciales que modelan el VSC serie en coordenadas dq son las siguientes: did s dt =1 Lsηd vdc 2−Rsid s−Lsωiq s+vd s(2.59) diq s dt =1 Lsηq vdc 2−Rsiq s+Lsωid s+vq s(2.60) Estas ecuaciones tienen la misma estructura que (2.40) y (2.41), por tanto se puede aplicar la misma estrategia de control que a la topolog´ıa paralelo. En este caso, las entradas consideradas al sistema son ηdyηq, mientras que las salidas son id seiq s. El valor de ηdyηqse obtiene mediante: ηd=vdc 2ud+Lsωiq s+vd s(2.61) ηq=vdc 2uq−Lsωid s+vq s(2.62) donde, udyuq, son las variables auxiliares a las que se le aplica el controlador PI: ud=kpeid s+kiξid s(2.63) uq=kpeiq s+kiξiq s(2.64) siendo: •eid s=id∗ s−id ses el error de la corriente serie en eje directo. •eiq s=iq∗ s−iq ses el error de la corriente serie en eje cuadratura. •ξid ses la integral del error eid s. •ξiq ses la integral del error eiq s. •kpykison las ganancias proporcional e integral del controlador PI, respectivamente. El adecuado control de las corrientes idq sproporcionar´a las potencias deseadas en el PCC. El diagrama de bloques de la Fig. 2.27 representa el control de corrientes en coordenadas dq. Al igual que en la topolog´ıa paralelo, ser´a necesario la utilizaci´on de un PLL, la cancelaci´on de los t´erminos cruzados y la realizaci´on de feedforward con las tensiones de la red. El control de potencias tambi´en se puede llevar a cabo aplicando la estrategia de control al modelo desarrollado en αβ del VSC. La Fig. 2.28 representa el diagrama de bloques de este controlador. El controlador utilizado en este caso es un PR, que asegura error en estado estacionario nulo con referencias sinusoidales. 2.4. ESTRATEGIAS DE CONTROL 49 Control C(s) Feedforward Cancelación Término Cruzado Feedforward Cancelación Término Cruzado VSC Control C(s) Figura 2.27: Diagrama de bloques del controlador de corrientes en coordenadas dq de la topolog´ıa serie. El segundo modo de control para los VSCs conectados en serie con el sistema es el control de la tensi´on inyectada por el propio VSC. Una de las estrategias de control m´as utilizada se presenta en [59]. El diagrama de bloques de la Fig. 2.29 muestra las diferentes etapas de este controlador. B´asicamente, el controlador est´a compuesto de dos controladores en cascada. El primero, un controlador PI, sirve para calcular la tensi´on en serie de referencia que hace circular los flujos de potencia activa y reactiva deseados. Para ello, a la salida del controlador PI se obtienen las variables auxiliares, pcyqc, que se encuentran definidas en [59]. Estas variables permiten obtener directamente las referencias de tensiones mediante una transformaci´on matem´atica. Mientras, el segundo controlador, del tipo PR, se encarga del seguimiento de las referencias de tensiones calculadas por el primero. 56 CAP´ ITULO 3. TOPOLOG´ IA AC-LINK SHSPFC propone la transformaci´on del modelo anterior a las coordenadas s´ıncronas dq. La aplicaci´on de la transformada de Park, TP, a (3.11)-(3.13) permite obtener el modelo de la topolog´ıa AC-link ShSPFC en estas coordenadas: vdq 1 as =vdq 2 as +X j djvdq c−j−(L2+Ls a2 s )didq out dt −Msidq out (3.14) vdq in−j=Mshidq in−j+Lsh didq in−j dt +vdq c−jj= 1,2,3 (3.15) idq in−j−djidq out =Cdvdq c−j dt +Mcvdq c−jj= 1,2,3 (3.16) donde las variables de estado son idq in−j,vdq c−jeidq out. Destacar que se han definido las siguientes matrices para obtener una formulaci´on compacta de las ecuaciones din´amicas del sistema: Mc=0ωC −ωC 0Msh =Rsh ωLsh −ωLsh Rsh (3.17) Ms=Rsa2 s+R2ω(Lsa2 s+L2) −ω(Rsa2 s+L2)Rsa2 s+R2(3.18) Los t´erminos fuera de la diagonal de la matrices, Mc,Msh yMs, ponen de manifiesto el acoplamiento existente entre las coordenadas dyqde este modelo. El objetivo de la topolog´ıa AC-link ShSPFC es controlar el flujo potencia activa y reactiva entre el sistema 1 y el sistema 2. Por tanto, el modelo quedar´a completamente definido al expresar estas potencias en coordenadas dq: P2=3 2as−id outvd pcc −iq outvq pcc(3.19) Q2=3 2as−iq outvd pcc +id outvq pcc(3.20) donde vdq pcc =vdq 1−vdq ses la tensi´on del PCC. 3.3. Control del AC-link ShSPFC En esta secci´on se van a desarrollar dos algoritmos de control para la topolog´ıa AC-link ShSPFC utilizando el modelo desarrollado en coordenadas dq. Estos algoritmos son el controlador cl´asico PI y la estrategia FL. El dise˜no del controlador PI se obtiene mediante el desacople y la linealizaci´on del modelo en coordenadas dq, donde las variables de control son el flujo de potencia activa y reactiva entre los sistemas interconectados. El objetivo de la segunda estrategia FL es similar. Sin embargo, la potencia activa y reactiva son controladas indirectamente por medio de la corriente entre los sistemas interconectados. 3.3. CONTROL DEL AC-LINK SHSPFC 57 3.3.1. Controlador PI La aplicaci´on de un controlador cl´asico PI al modelo descrito por (3.14)- (3.16) necesita un desacople previo y una linealizaci´on del sistema. Por un lado, el sistema est´a completamente acoplado, ya que un cambio en los duty ratios [d1, d2, d3] (variables de entrada) afecta tanto a la potencia activa como a la potencia reactiva (variables de salida). Por esta raz´on, se va a plantear una nueva definici´on de los duty ratios que pretende obtener un control desacoplado entre las salidas y las entradas del sistema. Cuando existen peque˜nas diferencias de ´angulo entre las tensiones de los sistemas acoplados, las potencias activa y reactiva dependen directamente de las tensiones serie VsP yVsQ respectivamente, tal y como se muestra en la Fig. 3.2 y en (3.2) y (3.3). Estas tensiones se pueden formular como una funci´on de las proyecciones de las tensiones de entrada al VeSC sobre dos ejes ortogonales, denominados VsP yVsP , de la siguiente manera: Vs≈asVout =VsQ +jVsP = (dQ+jdP)as ap V1(3.21) donde se considera que la tensi´on serie Vses similar a la tensi´on Vout (se desprecia la ca´ıda de tensi´on en RsyLs) y se definen dos nuevos duty ratios, dPydQ, cuyos l´ımites de variaci´on vienen impuestos por: dQ∈[−0,5,1] dP∈dQ−1 √3,1−dQ √3(3.22) Resaltar que el grado de desacoplamiento entre las tensiones y las potencias depende de la diferencia de fase entre los sistemas enlazados, tal y como se refleja en (3.2) y (3.3). Adem´as, esta nueva definici´on de los duty ratios mejora la propuesta en [33], ya que el rango de operaci´on de la topolog´ıa aumenta como posteriormente se pondr´a de manifiesto en la Fig. 3.4. La relaci´on entre los duty ratios originales y los nuevos se define a trav´es de la siguiente matriz de transformaci´on T: dQ dP=1−0,5−0,5 0−√32√32  d1 d2 d3 (3.23) Por otro lado, la linealizaci´on es necesaria porque el sistema representado por (3.14)-(3.16) es no lineal [139]. En este sentido, cualquier sistema din´amico se puede representar de forma gen´erica mediante la siguiente expresi´on: ˙x=f(x, u) y=h(x)(3.24) donde la variables de estado se representan mediante x, las entradas por uy las salidas por y. Si se particularizan estas variables de forma gen´erica para el modelo de la topolog´ıa AC-link ShSPFC se obtiene que: 58 CAP´ ITULO 3. TOPOLOG´ IA AC-LINK SHSPFC •Las variables de estado son las corrientes de salida del VeSC, las corrientes de entrada al VeSC y la tensi´on de los condensadores: x= hidq in−j,idq out,vdq c−jiT. •Las variables de entrada son los nuevos duty ratios:u= [dP, dQ]T. •Las variables de salida se corresponden con los flujos de potencia activa y reactiva: y= [P2, Q2]T. •Las funciones fiyhise obtienen despejando las derivadas de los estados en (3.14)-(3.16) y las expresiones de potencia (3.19) y (3.20) respectivamente. Este sistema se puede linealizar alrededor de un punto de equilibrio, denominado xe, conduciendo al siguiente sistema lineal: ∆˙x =A∆x+B∆u ∆y=C∆x+D∆u(3.25) ∆˙x =A∆x+BdPBdQ∆dP ∆dQ ∆P2 ∆Q2=CP2 CQ2∆x+DdPDdQ∆dP ∆dQ (3.26) donde ∆x=x−xe, ∆u=u−uee ∆y=y−yerepresentan la desviaci´on con respecto al punto de equilibrio y las matrices A,B,CyDse componen de los siguientes t´erminos: Aij =∂fi ∂xjBij =∂fi ∂ujCij =∂hi ∂xjDij =∂hi ∂uj(3.27) Estas matrices se encuentran detalladas en el Ap´endice A de este trabajo. Si se aplica la transformada de Laplace a (3.25), se obtienen dos sistemas entrada-salida SISO (del ingl´es Simple Input Simple Output), cuyas salidas yse pueden relacionar con sus entradas ude la siguiente forma: GP−dP =∆P2 ∆dP =CP2(sI−A)−1BdP +DdP (3.28) GQ−dQ =∆Q2 ∆dQ =CQ2(sI−A)−1BdQ +DdQ (3.29) Las ecuaciones (3.28) y (3.29) representan dos funciones de transferencia independientes. Una vez se ha linealizado el sistema y se tienen las funciones de transferencia, se pueden aplicar estrategias de control lineales a ambos sistemas. En este caso, el controlador elegido es un PI cuyas ganancias se calculan aplicando teor´ıa cl´asica de control [140]. Destacar que las mediciones requeridas para desarrollar este controlador son dos: tensiones y corrientes trif´asicas en el PCC que permiten calcular la potencia activa y reactiva del sistema. 3.3. CONTROL DEL AC-LINK SHSPFC 59 3.3.2. Controlador FL Esta estrategia se basa en la linealizaci´on de un sistema no lineal mediante la aplicaci´on de una transformaci´on algebraica [139]. Una vez se ha linealizado el sistema se puede aplicar cualquier estrategia de control lineal. Teniendo en cuenta lo anterior, (3.14) se puede descomponer en cada una de sus coordenadas de la siguiente forma: vd out =vd 1 as−vd pcc as +id outRs+did out dt Ls+iq outLsω(3.30) vq out =vq 1 as−vq pcc as +iq outRs+diq out dt Ls−id outLsω(3.31) donde las variables de estado y las entradas al sistema son idq out yvdq out respectivamente. La expresi´on anterior no considera la impedancia de la l´ınea de interconexi´on de los sistemas enlazados, ya que no ser´ıa necesaria para controlar la potencia al medir la tensi´on del PCC y utilizarla en el controlador. La transformaci´on que se propone se basa en la cancelaci´on de los t´erminos cruzados de (3.30) y (3.31). Para ello, se definen las variables auxiliares ud yuqcomo: ud=vd out −vd 1 as +vd pcc as−iq outLsω(3.32) uq=vq out −vq 1 as +vq pcc as +id outLsω(3.33) de tal manera que al sustituirlas en (3.30) y (3.31) se obtengan dos sistemas SISO desacoplados: ud=id outRs+did out dt Ls(3.34) uq=iq outRs+diq out dt Ls(3.35) A estas variables auxiliares se les puede aplicar una ley de control lineal, en este caso un controlador PI, de forma que las corrientes idq out sigan una determinada referencia idq∗ out: ud=Kpded+Kid Zeddt ed=id∗ out −id out (3.36) uq=Kpqeq+Kiq Zeqdt eq=iq∗ out −iq out (3.37) donde Kpd yKpq son las ganancias proporcionales y Kid yKiq son las ganancias integrales del controlador. Destacar que (3.34) y (3.35) representan un sistema con una din´amica de primer orden, por tanto las ganancias del controlador se pueden establecer como: Kpd =Kpq =Ls τ(3.38) 60 CAP´ ITULO 3. TOPOLOG´ IA AC-LINK SHSPFC Kid =Kiq =Rs τ(3.39) donde τes la constante de tiempo del controlador. La principal ventaja de este controlador es que el c´alculo de estas ganancias es totalmente independiente del punto de trabajo. Las ganancias del controlador PI, definido en la subsecci´on anterior, se obtienen a partir de la linealizaci´on del sistema en torno a un punto de equilibrio, xe, lo que significa que estas ganancias son ´optimas alrededor de ese punto de funcionamiento. Para puntos de funcionamiento alejados del punto de equilibrio se tendr´ıan que recalcular nuevas ganancias que consigan una adecuada respuesta din´amica del controlador. Adem´as, los controladores PI convencionales utilizados para las potencias activas y reactivas son sensibles a la variaci´on de par´ametros y por consiguiente no ser´ıan robustos. Por el contrario, la estrategia FL es bastante robusta a la variaci´on de par´ametros y perturbaciones, mejorando as´ı la respuesta din´amica del sistema. Una vez se han obtenido las entradas auxiliares udyuqse pueden calcular las entradas reales al sistema, vdq out, utilizando (3.32) y (3.33). Finalmente, estas tensiones son transformadas de vuelta a coordenadas abc y los duty ratios [d1,d2,d3] se pueden calcular considerando las tensiones de entrada de los condensadores de filtrado, vc−j, y la condici´on (2.11): va out =d1va c1+d2vb c2+d3vc c3(3.40) vb out =d1vb c1+d2vc c2+d3va c3(3.41) d1+d2+d3= 1 (3.42) 3.4. Simulaci´on del AC-link ShSPFC Esta secci´on tiene como objetivo validar y comparar los dos algoritmos de control desarrollados para la topolog´ıa AC-link ShSPFC. Para ello se van a definir los par´ametros de los sistemas que van a ser enlazados, as´ı como los par´ametros del VeSC incluyendo transformadores y componentes pasivos para el filtrado. 3.4.1. Sistema de referencia El sistema de referencia utilizado para validar los algoritmos de control se compone de dos sistemas de potencia de alta tensi´on. Estos sistemas se conectan mediante la topolog´ıa AC-link ShSPFC tal y como se muestra en la Fig. 3.1. Por simplicidad, las impedancias Thevenin de cada sistema de potencia y la impedancia de la l´ınea de transporte se han unificado en una ´unica impedancia. Los par´ametros m´as relevantes de este conjunto se recogen en la Tabla 3.1. 3.4. SIMULACI ´ ON DEL AC-LINK SHSPFC 61 Tabla 3.1: Param´etros del sistema de referencia y de la topolog´ıa AC-link ShSPFC utilizados para realizar las simulaciones. Par´ametros del Sistema Par´ametros del VeSC S´ımbolo Valor S´ımbolo Valor V1,V2132 kV ap132/11 kV Sbase 500 MVA as11/11 kV fbase 50 Hz Sp,Ss40 MVA θ10oRsh,Rs0.01 p.u. θ2-1oLsh,Ls0.1 p.u. R20.0824 p.u. C3 p.u. X20.4706 p.u. fs5 kHz 3.4.2. Criterios de dise˜no Los valores de los par´ametros del convertidor, definidos en la Tabla 3.1, se han seleccionado de acuerdo a los siguientes criterios: •La relaci´on de transformaci´on de los transformadores paralelo y serie, apyas, se selecciona para cumplir dos especificaciones. La primera especificaci´on se basa en obtener una tensi´on compatible con la tensi´on de los dispositivos de electr´onica de potencia. La segunda se basa en ajustar la relaci´on del transformador serie en funci´on de las necesidades de transmisi´on de potencia entre los sistemas. A partir del an´alisis en r´egimen permanente de (3.2), (3.3), (3.21) y (3.22), y de los par´ametros de la Tabla 3.1, se obtiene la regi´on de operaci´on de la topolog´ıa AC- link ShSPFC, que se muestra en la Fig. 3.4. Esta figura representa la zona factible de funcionamiento en relaci´on a los flujos de potencia activa y reactiva que pueden ser intercambiados entre ambos sistemas. Adem´as, en esta figura se muestran unas curvas de nivel que definen los flujos de potencia que podr´ıan circular entre ambos sistemas en funci´on de la potencia nominal de la topolog´ıa AC-link ShSPFC (considerando el sistema en p.u. y seleccionando una potencia base de 16 MVA). Es importante remarcar que la potencia requerida por la topolog´ıa AC- link ShSPFC es mucho m´as baja que la potencia intercambiada entre los sistemas de potencia, siendo ´esta una de las principales ventajas de esta configuraci´on. •Dise˜no de filtros. Los filtros se dise˜nan para reducir la componente de alta frecuencia debida a la conmutaci´on de los IGBTs. Por esta raz´on, es necesario incluir filtros capacitivos e inductivos en los terminales de entrada y salida de la topolog´ıa AC-link ShSPFC [97]. En los terminales de entrada se conectan filtros capacitivos en paralelo con el objetivo de reducir el contenido arm´onico de la corriente de entrada. Estos filtros introducen una frecuencia de resonancia al sistema que debe ser 62 CAP´ ITULO 3. TOPOLOG´ IA AC-LINK SHSPFC 0.1 0.2 0.3 0.3 0.4 0.4 0.5 0.5 0.5 0.6 0.6 0.6 0.7 0.7 0.7 0.8 0.8 0.8 0.9 0.9 0.9 0.9 0.9 0.9 500 -100 -150 -100 -50 -50 -200 -250 -300 0 50 100 100 150 150 200 200 250 300 Potencia Reactiva (Mvar) Potencia Activa (MW) Figura 3.4: ´ Area de operaci´on de la topolog´ıa AC-link ShSPFC, incluyendo las curvas de nivel de la potencia aparente del VeSC a partir de los par´ametros de la Tabla 3.1 (Potencia base 16 MVA). seleccionada y amortiguada de tal manera que se eviten dificultades en el desarrollo de las estrategias de control debidas a dicha resonancia. El criterio de dise˜no se basa en localizar la frecuencia de resonancia lo suficientemente alejada de la frecuencia de conmutaci´on. En este caso se selecciona la frecuencia de resonancia del filtro a la mitad del valor de la frecuencia de conmutaci´on [141]. Una vez que se conocen la frecuencia de conmutaci´on del VeSC y la impedancia de cortocircuito del transformador multidevanados, el condensador de entrada se puede determinar con facilidad. De manera an´aloga se procede con el filtro LCL a la salida del convertidor. El valor del condensador Csse define de acuerdo al criterio de dise˜no seleccionado mediante la siguiente ecuaci´on: Cs=L1s+L2s (fsπ)2L1sL2s (3.43) donde L1syL2sse consideran de igual valor, 0.05 p.u, y se corresponden con el filtro a la salida del VeSC y la inductancia del transformador serie respectivamente. El par´ametro Lsmostrado en la Tabla 3.1 agrupa la suma de estos dos valores. Resaltar que este condensador no se ha incluido en el modelo, ya que es tan peque˜no que su din´amica se puede considerar despreciable a la frecuencia fundamental. Este comportamiento se puede ver en el diagrama de Bode de la Fig. 2.18, donde se 3.4. SIMULACI ´ ON DEL AC-LINK SHSPFC 63 representa la funci´on de transferencia del filtro LyLCL. La aparici´on de una frecuencia de resonancia en el sistema debe ser amortiguada para evitar posibles da˜nos en el mismo. Para ello se utiliza la estrategia conocida como passive damping, que consiste en a˜nadir una resistencia en serie con el condensador Cs. El criterio de dise˜no de esta resistencia se basa en escoger un factor de amortiguamiento de valor 0.1. Conocida la capacidad Csy la frecuencia de resonancia del sistema, esta resistencia se define como: Rs=2ξ Csfsπ(3.44) donde ξes el factor de amortiguamiento. Para el resto de topolog´ıas estudiadas en esta tesis doctoral, el criterio de dise˜no de los filtros LCL ser´a el mismo que el utilizado con esta topolog´ıa. 3.4.3. Resultados de simulaci´on En esta subsecci´on se van a presentar los resultados de simular la topolog´ıa AC-link ShSPFC cuando se le aplican los algoritmos de control propuestos en la secci´on 3.3. Las simulaciones tienen como objetivo validar dichos controladores mediante un cambio en forma de escal´on de las referencias de potencia activa y reactiva. Durante la simulaci´on el cambio en las referencias se realizar´a de la siguiente manera: •Inicialmente, las referencias de potencia activa y reactiva son: 130 MW y -100 Mvar, respectivamente. •En el instante t=0.05 s la potencia activa se reduce desde 130 a 100 MW. •Finalmente, la potencia reactiva se cambia desde -100 a -70 Mvar en el instante t=0.2 s. La Fig. 3.5 muestra la potencia activa y reactiva, reales y de referencia, para los dos controladores propuestos. El seguimiento de las referencias del controlador PI se realiza de forma adecuada, aunque existe acoplamiento entre ambas potencias, es decir, un cambio de una referencia de potencia afecta a la otra. Este comportamiento es consecuencia directa de la estrategia de desacoplamiento asumida en (3.28) y (3.29). Aunque las potencias activa y reactiva est´an en mayor grado relacionadas con los duty ratios dPydQ respectivamente, los t´erminos no considerados en el acoplamiento cruzado son responsables de esta respuesta din´amica [33]. Sin embargo, es importante puntualizar que este acoplamiento es transitorio, ya que el controlador asegura error nulo en estado estacionario como se puede observar en esta figura. La respuesta transitoria del controlador FL muestra un seguimiento 64 CAP´ ITULO 3. TOPOLOG´ IA AC-LINK SHSPFC 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 Potencia Activa (MW) 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 −110 −100 −90 −80 −70 −60 −50 −40 −30 −20 −10 0 Potencia Reactiva(Mvar) Tiempo (s) P2 * P2 FL P2 PI Q2 * Q2 FL Q2 PI Figura 3.5: Seguimiento de las referencias de potencia activa y reactiva para los controladores PI y FL. de las referencias similar al del controlador PI. Sin embargo, el grado de desacoplamiento alcanzado entre las potencias activa y reactiva mejora considerablemente. Con el objetivo de obtener una comparaci´on cuantitativa del nivel de acoplamiento entre los controladores propuestos, se definen los siguientes factores de acoplamiento: F∆Q−P∗ c=AQ F L AQ P I F∆P−Q∗ c=AP F L AP P I (3.45) donde AQ k(k=FL, P I) representa el ´area entre la potencia reactiva real y de referencia cuando se produce un cambio en la potencia activa de referencia para el controlador k. De manera similar se define AP kcomo el ´area entre la potencia activa real y de referencia al producirse un cambio en la potencia reactiva de referencia del controlador k. En este sentido, las ´areas ser´ıan nulas en el caso de que existiera un desacoplamiento perfecto entre ambas potencias. El c´alculo de estos factores para los cambios de referencias de la Fig. 3.5 son 0.05 y 0.035 para F∆Q−P∗ cyF∆P−Q∗ crespectivamente, indicando un mayor grado de desacoplamiento entre las potencias del controlador FL respecto al controlador PI. La Fig. 3.6 representa las potencias activa y reactiva a la salida del VeSC para ambos controladores. Estas potencias se corresponden con los flujos de potencia del dispositivo serie y, si se obvian las p´erdidas del convertidor, ser´ıa la potencia demandada por el transformador multidevanados. Los cambios de referencia en el flujo de potencia hacia el sistema 2 provocan a su vez cambios en la potencia entregada por el VeSC. El control de la potencia hacia el sistema 2 depende de la tensi´on y la corriente serie inyectada por el convertidor. Como consecuencia, una variaci´on en las condiciones de fun- 3.4. SIMULACI ´ ON DEL AC-LINK SHSPFC 65 cionamiento del sistema implica que el VeSC var´ıe la tensi´on e intensidad inyectada al mismo. Destacar que la potencia entregada por el VeSC es muy inferior al flujo de potencia intercambiado entre los sistemas interconectados. Mientras la potencia circulante entre los sistemas 1 y 2 es de alrededor de 100 MVA, la potencia entregada por el convertidor es de apenas 1 MVA. ´ Esta es la caracter´ıstica m´as importante de esta configuraci´on, su capacidad de controlar grandes flujos de potencia con un dispositivo de baja potencia. 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 −2 −1 0 Potencia (kW/kvar) Ps PI Qs PI 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 −2 −1 0 Tiempo (s) Potencia (kW/kvar) Ps FL Qs FL Figura 3.6: Potencia activa y reactiva entregadas por el VeSC para los controladores PI and FL. 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 duty(p.u) 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 duty(p.u) Tiempo(s) d1 FL d2 FL d3 FL d1 PI d2 PI d3 PI Figura 3.7: Duty ratios para los controladores PI y FL. 72 CAP´ ITULO 3. TOPOLOG´ IA AC-LINK SHSPFC Cap´ıtulo 4 An´alisis comparativo de DFACTS En este cap´ıtulo se van a analizar las diferentes alternativas propuestas en esta tesis doctoral para el mallado flexible de redes de distribuci´on con dispositivos DFACTS. La conexi´on de estos dispositivos a la red se va a realizar a trav´es de una inductancia de acoplamiento, la cual permite filtrar la corriente inyectada por los convertidores a la red. Bajo este supuesto, cada uno de los convertidores que forman los dispositivos DFACTS se pueden representar como una fuente de tensi´on controlable m´as una reactancia en serie, cuya amplitud y fase pueden ser establecidas independientemente. Estos par´ametros definen la potencia activa y reactiva de los convertidores en su PCC, de tal manera que se pueden asociar dos grados de libertad a cada uno de ellos. Sin embargo, en funci´on de la topolog´ıa utilizada, podr´an surgir una serie de restricciones que reduzcan dichos grados y las zonas factibles de operaci´on de cada convertidor. En las siguientes secciones se van a estudiar algunas de las topolog´ıas DFACTS, describiendo sus correspondientes l´ımites operacionales y analizando sus zonas de operaci´on. 4.1. Metodolog´ıa de an´alisis Las topolog´ıas consideradas para desarrollar el enlace flexible en redes de distribuci´on son: BTB, UPFC y AC-link ShSPFC. Estas topolog´ıas se consideran las m´as prometedoras en este tipo de redes, ya que permiten una mayor flexibilidad de operaci´on debido a sus grados de libertad. La Fig. 4.1 se va a utilizar de referencia para establecer los l´ımites operacionales de los sistemas enlazados. En ella se muestra el enlace de dos sistemas de potencia mediante estos dispositivos. El an´alisis se va a basar en la determinaci´on de la tensi´on y corriente 73 74 CAP´ ITULO 4. AN ´ ALISIS COMPARATIVO DE DFACTS Enlace Flexible Figura 4.1: Enlace flexible entre dos sistemas mediante dispositivos DFACTS. nominal de cada dispositivo DFACTS, de tal manera que se pueda intercambiar una potencia aparente Snom entre los alimentadores para cualquier factor de potencia. En principio esta tensi´on podr´ıa no ser constante, por tanto puede variar dentro de los siguientes l´ımites: 1−∆Um´ax ≤Uj≤1 + ∆Um´ax j=m, n (4.1) donde ∆Um´ax es la m´axima desviaci´on de tensi´on permitida. Adem´as, hay que tener en cuenta la diferencia angular de las tensiones entre los nudos extremos. Esta diferencia se podr´ıa considerar nula para alimentadores que parten del mismo transformador, o muy peque˜na para aquellos que parten de la misma subestaci´on. Tomando Umcomo referencia de fases, el ´angulo de la tensi´on Unestar´a limitado mediante: −∆θm´ax ≤θn≤∆θm´ax (4.2) donde ∆θm´ax es la m´axima variaci´on de fase considerada entre los dos nudos enlazados. Como criterio de dise˜no se considerar´a que los enlaces con dispositivos DFACTS deben ser capaces de gestionar su potencia aparente nominal Snom para todo el rango de tensiones establecido por (4.1) y (4.2). 4.2. Dimensionado de los DFACTS En esta secci´on se van a definir los l´ımites operacionales de las diferentes topolog´ıas estudiadas. Adem´as, se va a proponer un nuevo modo de operaci´on para la topolog´ıa UPFC en redes de distribuci´on que permitir´a reducir la potencia nominal del convertidor conectado en paralelo. En primer lugar se va a definir la zona de operaci´on de un VSC conectado a red como paso previo a la generalizaci´on propuesta para las topolog´ıas que enlazan dos sistemas el´ectricos. 4.2. DIMENSIONADO DE LOS DFACTS 75 4.2.1. VSC conectado a red El VSC conectado a red se puede representar mediante el circuito equivalente de la Fig. 4.2, donde la fuente de tensi´on VV SC es funci´on de la tensi´on del enlace de continua y del duty ratio. Adem´as, en esta figura se muestra el diagrama fasorial de las tensiones y corrientes que permiten obtener el flujo de potencia, P+jQ, mediante la siguiente expresi´on: P=UUV SC Xsin δ(4.3) Q=UUV SC Xcos δ−U2 X(4.4) + Figura 4.2: Esquema unifilar del VSC conectado en paralelo y diagrama fasorial de las tensiones e intensidad implicadas en su an´alisis. En funci´on de la tensi´on e intensidad nominal del VSC se pueden obtener los l´ımites operacionales del dispositivo para unas condiciones de tensi´on de la red determinadas, tal y como se muestra en la Fig. 4.3, que tradicionalmente recibe el nombre de curva de capacidad. En esta figura, las circunferencias conc´entricas con centro en el origen se encuentran limitadas por la corriente nominal. Cuando la tensi´on de la red es nominal, U= 1 p.u., se puede establecer cualquier flujo de potencia en el interior de la circunferencia. Mientras, si la tensi´on de la red es inferior a la tensi´on nominal, U= 0.9 p.u., la zona de operaci´on PQ se reduce debido al l´ımite de la corriente nominal. En el caso de que la tensi´on sea mayor que la tensi´on nominal, U= 1.1 p.u., el rango de potencia activa aumenta, mientras el rango de la potencia reactiva se reduce debido a la restricci´on de la tensi´on nominal del VSC. Este concepto de curva de capacidad puede ampliarse en el caso de las topolog´ıas BTB y UPFC. Dichas topolog´ıas est´an compuestas por dos VSCs compartiendo el mismo enlace de continua. Estos VSCs se caracterizan porque el balance de potencia activa entre ambos debe ser nulo si no se consideran p´erdidas en los dispositivos. Teniendo en cuenta lo anterior, los l´ımites 76 CAP´ ITULO 4. AN ´ ALISIS COMPARATIVO DE DFACTS operacionales del conjunto de estos dos VSCs pueden representarse mediante una superficie de capacidad donde los grados de libertad considerados son Pm,QmyQn, tal y como se puede ver en la Fig. 4.4. −1 −0.8 −0.6−0.4 −0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 −1 −0.8 −0.6 −0.4 −0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 Reactive power (p.u.) Active power (p.u.) U=0.9 p.u. U=1 p.u. U=1.1 p.u. Current constraint Voltage constraint Potencia reactiva (p.u.) Potencia activa (p.u.) Límite de tensión Límite de corriente Figura 4.3: L´ımites operacionales del VSC conectado en paralelo en funci´on de la tensi´on de la red. −1 −0.5 0 0.5 1 −0.5 0 0.5 1 −1 Qm −0.5 0 0.5 1 -1 Qn Pm VSCn VSCm Figura 4.4: L´ımites operacionales de dos VSCs conectados en paralelo. 4.2. DIMENSIONADO DE LOS DFACTS 77 4.2.2. Topolog´ıa BTB En esta subsecci´on se van a definir los valores nominales de tensi´on e intensidad de la topolog´ıa BTB, de tal manera que los VSCs puedan proporcionar su potencia nominal Snom para todo el rango de tensi´on determinado por (4.1) y (4.2). En la Fig. 4.5 se muestra el esquema unifilar y el circuito equivalente de la topolog´ıa BTB, los cuales van a servir de referencia en el desarrollo de sus l´ımites operacionales. Esta topolog´ıa est´a formada por dos VSCs similares, conectados en paralelo y con un total de tres grados de libertad: Pm, Qmy Qn. De esta forma, la potencia activa en los terminales de conexi´on, myn, debe verificar: Pm+Pn= 0, para mantener la tensi´on del enlace de continua estable. Resaltar que las p´erdidas de los convertidores no han sido tenidas en cuenta en este an´alisis. VSC1 VSC2 Figura 4.5: a) Topolog´ıa BTB. b) Circuito equivalente de la topolog´ıa BTB. La corriente y tensi´on de cada VSC se puede definir en funci´on de su potencia aparente, el factor de potencia y la tensi´on de la red, de la siguiente forma: Ij=S Uj j=m, n (4.5) Ush−j=|Uj−jXshIj| U2 sh−j=Uj−Xsh Sjsenϕj Uj+Xsh Sjcos ϕj Ujj=m, n (4.6) Los valores nominales de corriente, Inom sh−j, y tensi´on, Unom sh−j, de cada VSC tienen que ser establecidos para soportar las condiciones m´as desfavorables de operaci´on de la red. Considerando (4.5), la m´axima corriente se obtiene 78 CAP´ ITULO 4. AN ´ ALISIS COMPARATIVO DE DFACTS cuando se trabaja a potencia nominal y con la tensi´on de red m´ınima: Inom sh−j=Snom 1−∆Um´ax j=m, n (4.7) En el caso de la tensi´on, el c´alculo de su valor nominal necesita de un an´alisis m´as detallado de (4.6). Para ello, se realizar´a la derivada parcial de dicha ecuaci´on respecto a las variables independientes: Sj,ϕjyUj: ∂U2 sh−j ∂Uj = 2 Uj−X2 shS2 j U3 j!j=m, n (4.8) ∂U2 sh−j ∂ϕj =−2XshSjcos ϕjj=m, n (4.9) ∂U2 sh−j ∂Sj = 2 X2 shSj U2 j−Xshsen ϕj!j=m, n (4.10) La ecuaci´on (4.8) es siempre positiva e inferior a 2, si se consideran valores t´ıpicos de reactancia en dispositivos DFACTS (Xsh ≃0,1 p.u). Por otra parte, (4.9) alcanza su valor m´aximo cuando ϕj=−π/2, correspondiente a la inyecci´on de potencia reactiva a la red. Finalmente, (4.10) es siempre positiva para ϕj=−π/2. Como consecuencia, el caso m´as desfavorable que determina la tensi´on nominal del convertidor se produce cuando la tensi´on de red es m´axima, la potencia aparente es nominal y se est´a inyectando potencia reactiva a la red: Unom sh−j= 1 + ∆Um´ax +Xsh Snom 1+∆Um´ax j=m, n (4.11) 4.2.3. Topolog´ıa serie-paralelo: UPFC Bajo los mismos criterios que la topolog´ıa BTB se van a definir la tensi´on e intensidad nominal de los VSCs de la topolog´ıa UPFC. En la Fig. 4.6 se representa el esquema unifilar y el circuito equivalente de esta topolog´ıa que se van a utilizar para obtener sus l´ımites operacionales. La topolog´ıa UPFC se caracteriza por tener dos VSCs, uno conectado en paralelo (igual que los VSCs de la topolog´ıa BTB) y otro conectado en serie con el sistema. La potencia nominal del VSC serie es reducida, ya que su tensi´on nominal es una fracci´on de la tensi´on de red. Sin embargo, la potencia nominal del VSC conectado en paralelo se dise˜na para soportar la tensi´on nominal de red y la suma de la corriente de los dos alimentadores enlazados, tal y como se puede observar en la Fig. 4.6. Al igual que en la topolog´ıa BTB, los grados de libertad de la topolog´ıa UPFC son tres: potencia reactiva inyectada en cada nudo, QmyQn, y flujo de potencia activa, Pm, entre los nudos. 4.2. DIMENSIONADO DE LOS DFACTS 79 VSC1 VSC2 Figura 4.6: a) Topolog´ıa UPFC. b) Circuito equivalente topolog´ıa UPFC. La corriente nominal del VSC serie y paralelo se calcula teniendo en cuenta (4.7): Inom s=Snom 1−∆Um´ax Inom sh =2Snom 1−∆Um´ax (4.12) La corriente nominal del VSC conectado en serie, Inom s, se dise˜na para la m´axima corriente circulante por la l´ınea que enlaza ambos sistemas. ´ Esta se produce cuando la potencia circulante es la potencia nominal y la diferencia de tensi´on entre ambos subsistemas es m´axima. Mientras, la m´axima corriente circulante por el VSC conectado en paralelo, Inom sh , se produce con la suma aritm´etica de las corrientes de cada uno de los alimentadores. Este caso ocurre cuando ambos sistemas se encuentra trabajando a su potencia nominal, Snom, y tienen un comportamiento puramente inductivo o capacitivo. Por esta raz´on, la corriente Inom sh se encuentra multiplicada por 2 en (4.12). La diferencia de tensi´on entre los alimentadores se puede expresar como: Um−Un=Us−jXsIn(4.13) Um=Ush−jXsh (Im+In) (4.14) cuyas estructuras son muy similares a (4.6), por tanto se puede obtener la tensi´on nominal de los VSCs serie y paralelo de la misma forma: Unom s=(1 + ∆Um´ax)ej∆θm´ax −(1 −∆Um´ax)+Xs Snom 1−∆Um´ax (4.15) 80 CAP´ ITULO 4. AN ´ ALISIS COMPARATIVO DE DFACTS Unom sh = 1 + ∆Um´ax +Xsh 2Snom 1+∆Um´ax (4.16) El primer t´ermino de (4.15) se corresponde con la m´axima diferencia de tensi´on entre los nudos myn. Mientras, el segundo se corresponde con la m´axima ca´ıda de tensi´on en la inductancia serie a causa de la circulaci´on de la m´axima corriente. N´otese que (4.16) tiene la misma estructura que (4.11), si bien la potencia nominal es el doble tal y como se ha comentado anteriormente. 4.2.4. Restricci´on operacional del UPFC En esta subsecci´on se va a definir un nuevo modo de operaci´on de la topolog´ıa UPFC basado en su capacidad de regular potencia reactiva. En la rama conectada en paralelo de la topolog´ıa UPFC, el flujo de potencia activa es pr´acticamente nulo, ya que en los nudos del sistema se debe verificar: Pm+Pn= 0. Por tanto, la suma de corrientes en esta rama, Im+In, estar´a en cuadratura con la tensi´on de su punto de conexi´on, Um, verific´andose la siguiente aproximaci´on: Um|Im+In| ≃ Qm+Qn(4.17) Considerando que ambas potencias reactivas se encuentran dentro del rango de potencia permitido, ´estas deben cumplir la siguiente condici´on: |Qj| ≤ 1j=m, n (4.18) alcanz´andose la m´axima corriente del VSC conectado en paralelo cuando: Qm=Qn≃ ±1⇒Qm+Qn≃ ±2 (4.19) y por tanto, Ish−nom =Im+In≈2. En este sentido, la corriente nominal del VSC conectado en paralelo y su capacidad de regular potencia reactiva se pueden forzar a cumplir la siguiente restricci´on: Qm+Qn=ε⇒Ish−nom =Im+In=ε(4.20) donde εes un par´ametro variable entre [0-2] p.u., que define la capacidad de regular potencia reactiva de la topolog´ıa UPFC y limita la corriente nominal del VSC conectado en paralelo. Cuando ε= 2, la topolog´ıa UPFC tendr´a capacidad total de regulaci´on de potencia reactiva, ver (4.19). Este modo de funcionamiento se define en esta tesis doctoral como P2Q. El caso contrario, cuando se define ε= 0, aparece el modo de funcionamiento P0Q en el que la topolog´ıa UPFC se encuentra limitada por la siguiente condici´on: Qm+Qn= 0 ⇒Qm=−Qn(4.21) La ecuaci´on anterior restringe la operaci´on de la topolog´ıa UPFC, al considerar que la potencia reactiva inyectada en un nudo es consumida por el 4.3. ZONAS DE OPERACI ´ ON DE LOS DFACTS 81 otro. De esta forma, los grados de libertad de esta topolog´ıa se ven reducidos a dos: flujo de potencia activa y reactiva entre los sistema enlazados. Sin embargo y como contrapartida a esta restricci´on, la potencia nominal del VSC conectado en paralelo puede reducirse considerablamente y por tanto el coste del convertidor. La utilizaci´on de esta forma de operaci´on se encuentra justificada por las siguiente razones: •Las redes de distribuci´on no suelen presentar problemas de regulaci´on de tensi´on excepto en las zonas rurales. De hecho, en alimentadores urbanos relativamente cortos el gran problema es debido al l´ımite de corriente. Adem´as, en la futura red inteligente, la GD contribuir´a activamente a la regulaci´on de tensi´on, reduci´endose as´ı la necesidad de que los enlaces propuestos participen en el control de tensiones. •El ratio R/X de las redes de distribuci´on es mayor que en redes de transporte. Por lo tanto, la dependencia de la magnitud de tensi´on con respecto a la potencia reactiva es m´as moderada, pudi´endose regular tambi´en la tensi´on a trav´es de los flujos de potencia activa. Por tanto, la topolog´ıa UPFC puede ser denominada en funci´on de su capacidad de regular potencia reactiva de acuerdo a (4.20). De ahora en adelante, los diferentes modos de operaci´on de la topolog´ıa UPFC se van a denominar de manera gen´erica como PεQ, donde ǫdefine la capacidad de regular la potencia reactiva del UPFC. En esta secci´on, se han comentado los dos casos extremos de operaci´on de la configuraci´on UPFC, P2Q y P0Q. Destacar que el valor de εtambi´en define la corriente nominal del VSC conectado en paralelo. En la secci´on 4.3 se estudiar´an diferentes modos de funcionamiento de la topolog´ıa UPFC, permitiendo analizar la idoneidad de ´estos en los sistemas de distribuci´on. 4.3. Zonas de operaci´on de los DFACTS El objetivo de esta secci´on es evaluar el rango de operaci´on de cada una de las topolog´ıas estudiadas. En primer lugar se van a analizar las topolog´ıas correspondientes a los DC-links (BTB y UPFC) y por ´ultimo la topolog´ıa AC-link ShSPFC. La magnitudes de inter´es ser´an el flujo de potencia activa entre los alimentadores, Pm=−Pn, y la inyecci´on de potencia reactiva en cada uno de los nudos, QmyQn(ver Fig. 4.1). Si cada una de estas variables de control pudiera variar entre [-1,1] p.u., la figura obtenida en el espacio de las potencias, {Pm, Qm, Qn}, ser´ıa un poliedro en forma de cubo. La flexibilidad de operaci´on de cada una de las topolog´ıas estudiadas se va a cuantificar mediante el tama˜no relativo que ocupe su zona factible de operaci´on dentro de este cubo de potencia. La zona de operaci´on quedar´a delimitada por las restricciones propias de la red y por los l´ımites de operaci´on de cada topolog´ıa, 88 CAP´ ITULO 4. AN ´ ALISIS COMPARATIVO DE DFACTS Para valores de ǫmuy bajos, los coeficientes de operaci´on se ven altamente reducidos debido a la disminuci´on de uno de los grados de libertad del UPFC. El caso m´as extremo se produce cuando, ǫ= 0, correspondiente a las topolog´ıas UPFC-P0Q y AC-link ShSPFC. Aplicando los coeficientes de operaci´on a estas dos topolog´ıas y comparando una topolog´ıa con otra se obtienen los siguientes resultados: RShSP F C F R RP0Q F R = 0.41 RShSP F C P RP0Q P = 0.8RShSP F C Q RP0Q Q = 0.866 (4.25) Los ´ındices anteriores reflejan que el ´area de operaci´on de la topolog´ıa AC-link ShSPFC es inferior a la mitad del ´area de operaci´on de la topolog´ıa UPFC-P0Q. A pesar de ´esto, la capacidad de regular potencia activa y reactiva es muy similar en ambas topolog´ıas, alcanz´andose valores cercanos al 80 % entre la operaci´on del AC-link ShSPFC y el UPFC-P0Q . Cap´ıtulo 5 Integraci´on de DFACTS En este cap´ıtulo se van a mostrar los resultados obtenidos al utilizar los dispositivos DFACTS para mallar una red de distribuci´on espec´ıfica. Para ello se va a proponer un esquema de operaci´on de estos dispositivos en redes de distribuci´on, que contempla el an´alisis en r´egimen permanente y din´amico de los mismos. Por un lado, se van a mostrar los resultados obtenidos en r´egimen permanente mediante la resoluci´on de un algoritmo OPF, cuya funci´on objetivo se centrar´a en minimizar las p´erdidas totales de explotaci´on del sistema de distribuci´on considerado. Este algoritmo decidir´a cu´ales son los flujos de potencia en cada uno de los terminales donde est´an conectados los dispositivos DFACTS, de tal forma que se alcance el objetivo planteado. Por otro lado, se van mostrar los resultados obtenidos en r´egimen din´amico al implementar los algoritmos de control desarrollados para cada topolog´ıa. Estos algoritmos se van a validar mediante cambios de las referencias de potencia activa y reactiva en forma de escal´on. Adicionalmente, se va a validar el esquema de operaci´on propuesto cuando aparecen transitorios en las tensiones de la red debidos a cortocircuitos o huecos de tensi´on. 5.1. Sistema de referencia La red de referencia utilizada para llevar a cabo el an´alisis en r´egimen permanente y din´amico se muestra en la Fig. 5.1. En concreto, esta red se corresponde con una red rural alemana, de 20 kV, propuesta por la CIGRE Task Force C6.04.02 [142]. Esta red a su vez se encuentra dividida es dos subredes m´as, alimentadas cada una desde un transformador de 20 MVA y 110/20 kV en una subestaci´on principal. Las longitudes de l´ınea total de las subredes 1 y 2 son 15 y 8 km respectivamente. El sistema original se encuentra operado radialmente, aunque existe la posibilidad de operarlo de forma mallada mediante el cierre de los interruptores que unen las l´ıneas 89 90 CAP´ ITULO 5. INTEGRACI ´ ON DE DFACTS 4-11 y 6-7. Sub-Network 2 Sub-Network 1 Connecting Device (B2B/UPFC/ShSPFC) Figura 5.1: Sistema de distribuci´on de referencia considerado. La red original est´a compuesta por 14 nudos, donde se conectan diferentes cargas industriales y dom´esticas. El estado de carga del subsistema 1 es mucho mayor que el subsistema 2, siendo aproximadamente el 90 % de la carga total del sistema de referencia. Este c´alculo se realiza sin considerar las cargas de los nudos 1 y 12 de cabecera en cada subsistema. Adem´as, la red cuenta con una alta penetraci´on de GD que se encuentra localizada en el subsistema 1. El tipo de generaci´on predominante es fotovoltaica (repartida en varios nudos) y e´olica de 1.5 MW conectada en el nudo 7. La red tambi´en cuenta con sistemas de almacenamiento de energ´ıa, tales como bater´ıas y c´elulas de combustible, adem´as de cogeneraci´on con grupos diesel y fuel. Los par´ametros de las l´ıneas y los perfiles diarios de cada tipo de carga y generaci´on se encuentran definidos en el Ap´endice B [142]. La red original ha sido modificada en este trabajo con el objetivo de mostrar, a´un m´as, las ventajas de los dispositivos DFACTS en las redes de distribuci´on. De esta forma, se ha a˜nadido una carga extra de valor constante P= 3 MW y Q= 1 Mvar en el nudo 6. Adicionalmente se ha conectado en el nudo 8 un motor de inducci´on de 500 kW. 5.2. ESQUEMA DE OPERACI ´ ON DE LOS DISPOSITIVOS DFACTS 91 5.2. Esquema de operaci´on de los dispositivos DFACTS En esta secci´on se va a plantear la estrategia de control para la operaci´on eficiente de los dispositivos DFACTS en los sistemas de distribuci´on. Para ello se va a considerar el an´alisis en r´egimen permanente y din´amico de estos dispositivos. En la Fig. 5.2 se muestra la estrategia utilizada, la cual se compone de diferentes niveles de control ordenados jer´arquicamente de la siguiente forma: •Sistema de gesti´on de la energ´ıa (Energy Management System, EMS). El EMS se encuentra en el nivel superior de la estructura jer´arquica de control de los dispositivos DFACTS. En ´el se dispone de los datos correspondientes a la topolog´ıa de la red, los consumos de potencia activa y reactiva de las cargas y la generaci´on de la GD. ´ Estos son adquiridos desde los medidores inteligentes localizados en las subestaciones en intervalos del orden de los minutos. El EMS se encarga de gestionar toda esta informaci´on, con el objetivo de minimizar las p´erdidas de explotaci´on de la red. •Lazo de control externo (Outer Control Loop, OCL). Este lazo se encarga de entregar las referencias de corrientes al lazo de control interno. ´ Estas se obtienen a partir del tratamiento de las referencias proporcionadas a este lazo por el EMS. Este lazo de control se ejecuta cada 10 milisegundos. •Lazo de control interno (Inner Control Loop, ICL). Este lazo se corresponde con la ´ultima etapa de la estrategia de control. Su funci´on consiste en estar a cargo del seguimiento de las corrientes proporcionadas por el OCL y el control de la tensi´on del enlace de continua. Este lazo de control se ejecuta cada 50 µs. El lazo de control interno para los VSCs conectados en paralelo y en serie en la red se ha descrito en la secci´on 2.4. Mientras, para la topolog´ıa AC-link ShSPFC este lazo de control ha sido descrito en la secci´on 3.3. Los niveles de control correspondientes al EMS y al OCL se van a describir con m´as detalle en las siguientes subsecciones. 5.2.1. EMS: Planteamiento del OPF para minimizar p´erdidas En el EMS se resuelve un OPF en intervalos de tiempo regulares, utilizando como entradas la topolog´ıa de la red, la generaci´on de la GD y la demanda de las cargas. En este caso, el algoritmo de optimizaci´on se basa en minimizar las p´erdidas de explotaci´on de un sistema el´ectrico cuando se utilizan dispositivos DFACTS para mallarlo. 92 CAP´ ITULO 5. INTEGRACI ´ ON DE DFACTS Lazo de control interno PCC Filtro LCL Desde SmartMeters Sistema de Gestión de la Energía EMS Hacía otras redes o Centros de Control Pot. Activa y Tensiones de referencia Topología de la Red Medida Tensión Medida Corriente Lazo de control Externo Convertidor Desde el EMS Figura 5.2: Esquema de control de los dispositivos DFACTS para la explotaci´on ´optima del sistema de distribuci´on. El algoritmo de optimizaci´on utilizado se describe en [143] y se basa en resolver repetidamente un problema de optimizaci´on no lineal convencional. Este problema de optimizaci´on se puede expresar de forma gen´erica como: min f(x, u) s.a. g(x, u) = 0 (5.1) h(x, u)≤0 donde xrepresenta las variables de estado y ulas variables de control. En esta tesis, las variables de estado consideradas son las magnitudes de las tensiones y los ´angulos de cada uno de los nudos de la red. Mientras, las variables de control ser´an las consignas de potencia activa y tensi´on del PCC de cada convertidor en los dispositivos DFACTS. La funci´on frepresenta la funci´on objetivo, la cual est´a sujeta a unas restricciones de igualdad y/o desigualdad que deben ser resueltas durante el proceso de soluci´on del problema de optimizaci´on. A continuaci´on se van a definir la funci´on objetivo y las restricciones del problema de optimizaci´on para minimizar p´erdidas: •Funci´on objetivo. La funci´on objetivo propuesta para cuantificar los beneficios de los dispositivos DFACTS en redes de distribuci´on activas se define de la siguiente manera: f(x) = k=ns X k=1 Ps k(5.2) 5.2. ESQUEMA DE OPERACI ´ ON DE LOS DISPOSITIVOS DFACTS 93 donde nsdefine el n´umero de subestaciones que alimentan el sistema de distribuci´on donde se encuentran los dispositivos DFACTS, y Ps kes la potencia activa suministrada por cada una de estas subestaciones al sistema. Esta expresi´on se puede descomponer en tres t´erminos: potencia demandada por las cargas, generaci´on producida por la GD y p´erdidas del sistema de la siguiente manera: f(x) = Ploss + i=n X i=1 Pl i−Pg i(5.3) donde Pl iyPg ison las potencias activas consumidas y generadas en el nudo i,nes el n´umero total de nudos del sistema de distribuci´on considerado y Ploss son las p´erdidas de potencia activa total del sistema. La minimizaci´on de p´erdidas del sistema se obtiene minimizando la funci´on objetivo de (5.3) y considerando Pg iyPl ipar´ametros conocidos que se obtienen desde los medidores inteligentes. •Restricciones de igualdad. Las restricciones de igualdad incluidas en el problema de optimizaci´on son: 1. Balance de potencia en cada nudo de la red: Pg i−Pl i=UiX j (UjGij cos θij +UjBij sin θij) (5.4) Qg i−Ql i=UiX j (UjGij sin θij −UjBij cos θij) (5.5) donde Pg iyQg ison la potencia activa y reactiva inyectada por los generadores en el nudo i,Pl iyQl ison la potencia activa y reactiva de las cargas en el nudo iy (Gij +jBij) es el elemento ij de la matriz de admitancia de nudos. 2. La tensi´on de las subestaciones que alimentan la red. En el caso particular de la red de la Fig. 5.1, hay una ´unica subestaci´on de cabecera que se considerar´a el origen de fases. Por tanto, la amplitud de su tensi´on ser´a 1 p.u. y su ´angulo 0o. 3. Balance de potencia entre los terminales donde est´an conectados los convertidores de los dispositivos DFACTS. El balance de potencia activa para todas las topolog´ıas estudiadas debe cumplir la siguiente condici´on: X j=m,n Pj= 0 (5.6) 94 CAP´ ITULO 5. INTEGRACI ´ ON DE DFACTS donde Pjrepresenta la potencia activa inyectada en el nudo my ndonde est´an conectados los convertidores, ver Fig. 4.1. Particularizando para la red de referencia de la Fig. 5.1, los nudos 8 y 14 se corresponden con los nudos myn. Adicionalmente, las topolog´ıas AC-link ShSPFC y UPFC-P0Q deben cumplir tambi´en el balance de potencia reactiva entre los nudos donde se encuentran conectadas: X j=m,n Qj+Qloss j= 0 (5.7) donde Qjrepresenta la potencia reactiva inyectada en el nudo m yndonde est´an conectados los convertidores y Qloss jlas p´erdidas de potencia reactiva de los convertidores asociadas al nudo j. Los flujos de potencia PjyQjse han definido para los VSCs en la secci´on 4.2.1. En el caso de la topolog´ıa AC-link ShSPFC estos flujos de potencia se obtuvieron en la secci´on 3.5. Resaltar que las topolog´ıas BTB, UPFC-P2Q y UPFC-P1Q no tienen que cumplir la restricci´on (5.7), ya que la potencia reactiva en cada uno de los nudos donde est´an conectadas se puede establecer de forma independiente. •Restricciones de desigualdad. Las restricciones de desigualdad se definen mediante las siguientes expresiones: 1. M´axima corriente por las l´ıneas para no sobrecargar los conductores: 0≤Iij ≤Imax ij (5.8) 2. L´ımites en la magnitud de las tensiones. Las tensiones del sistema deben estar entre un valor m´ınimo y m´aximo para evitar subtensiones o sobretensiones en la red: Umin ≤U≤Umax (5.9) 3. M´axima potencia del convertidor. La potencia aparente de cada convertidor no puede exceder la potencia nominal de los propios convertidores: 0≤Sj≤Smax j=m, n (5.10) 4. En el caso de la topolog´ıa AC-link ShSPFC se a˜nade una restricci´on extra correspondiente a los duty ratios dPydQ. Esta restricci´on se defini´o en (3.22). 5.2. ESQUEMA DE OPERACI ´ ON DE LOS DISPOSITIVOS DFACTS 95 5.2.2. Lazo de control externo: OCL El lazo de control externo, OCL, se muestra en la Fig. 5.3. Este lazo se encarga de proporcionar las referencias de corriente i∗ dq al lazo de control interno, ICL, mediante el tratamiento de las referencias de potencia activa y tensi´on del PCC, p∗yv∗ pcc, proporcionadas por el EMS. Las diferentes etapas del controlador se definen a continuaci´on: Desde EMS ICL Desde Planta Control PI Ecuación (5.12) Ecuación (5.11) Ecuación (5.10) Ecuación (2.35) Ecuación (2.36) Figura 5.3: Lazo de control externo: OCL. •Adaptaci´on de la tensi´on de referencia proporcionada por el EMS a la potencia reactiva de referencia en el PCC. Esta adaptaci´on se lleva a cabo mediante un controlador PI, cuya entrada es el error de las tensiones, vP CC −v∗ P CC , y salida es la potencia reactiva de referencia q∗. •Protecci´on de los convertidores en caso de cortocircuito o grandes huecos de tensi´on. Con esta acci´on se evita que circulen altas corrientes por los convertidores que puedan da˜nar los componentes de electr´onica de potencia. Para ello se define un factor dependiente de la tensi´on del PCC, denominado Kpq. Este factor se obtiene como: Kpq =1 0.95 ≤VP CC ≤1.1 VP CC 0,95 VP CC <0.95 (5.11) Cuando la tensi´on del PCC se encuentra entre [0.95-1.1] p.u. el valor de este factor es unitario. Mientras, si la tensi´on del PCC es inferior a 0.95 p.u., el factor Kpq ser´a proporcional a la ca´ıda de tensi´on existente. En el primer caso, las referencias de potencia activa y reactiva se mantienen exactamente igual al valor proporcionado por el EMS y el controlador PI respectivamente. Sin embargo, si la tensi´on del PCC es inferior a 0.95 p.u. el factor Kpq ser´a proporcional a la ca´ıda de tensi´on limitando las referencias de las potencias. Por tanto, las referencias de potencia activa y reactiva definitivas ser´an calculadas de la siguiente forma: p′=Kpqp∗(5.12) 96 CAP´ ITULO 5. INTEGRACI ´ ON DE DFACTS q′=Kpqq∗(5.13) •El ´ultimo paso de este lazo consiste en calcular las corrientes de referencia en coordenadas dq mediante (2.38) y (2.39), que relacionan dichas corrientes con las potencias activas y reactivas de referencia. Estas corrientes se env´ıan al ICL. 5.3. An´alisis en r´egimen permanente En esta secci´on se van a presentar los resultados obtenidos en r´egimen permanente al mallar el sistema de referencia definido en la secci´on 5.1 con las diferentes topolog´ıas DFACTS estudiadas en esta tesis. Este an´alisis en r´egimen permanente va a consistir en realizar una secuencia de OPF cada 5 minutos, cuya funci´on objetivo ser´a minimizar las p´erdidas de explotaci´on del sistema de referencia. Los detalles del algoritmo OPF se han descrito en la subsecci´on 5.2.1. El principal objetivo de este estudio ser´a comparar las p´erdidas de potencia activa y las tensiones de los nudos entre las diferentes topolog´ıas y la red original sin enlaces con dispositivos DFACTS. Adem´as, se va a realizar un an´alisis econ´omico de las topolog´ıas BTB, UPFC-P2Q, UPF-P1Q, UPF-P0Q y AC-link ShSPFC, que se basa en obtener el tiempo de retorno de la inversi´on de estos dispositivos cuando se utilizan para minimizar las p´erdidas en los sistemas de distribuci´on. 5.3.1. Resultados obtenidos A continuaci´on se van a presentar los resultados para las topolog´ıas que enlazan dos nudos (biterminal) y tres nudos (triterminal) en el sistema de referencia. Topolog´ıas biterminal Las topolog´ıas biterminal consideradas en este estudio son: BTB, UPFC- P2Q, UPF-P1Q, UPF-P0Q y AC-link ShSPFC. ´ Estas se encuentran localizadas entre los nudos 8 y 14 de la red de referencia, enlazando as´ı el subsistema 1 con el subsistema 2. Los valores nominales de cada topolog´ıa se muestran en Tabla 5.1, donde la potencia y tensi´on base utilizada es 10 MVA y 20 kV. La Fig. 5.4 representa la evoluci´on de las p´erdidas de potencia activa durante 24 horas para las diferentes topolog´ıas. En ella tambi´en se muestra el Caso Base, BC (del ingl´es Base Case), que representa las p´erdidas totales del sistema cuando no hay ning´un dispositivo conectado, es decir, la red original. Todos los dispositivos muestran una significativa reducci´on de las p´erdidas respecto al BC. Destacar que los dispositivos con mayor eficiencia son aquellos con la mayor capacidad de control de potencia reactiva, ya que el incremento de las tensiones es un factor importante en la reducci´on de las p´erdidas de potencia activa. De este modo, la topolog´ıa UPFC con modos de 5.3. AN ´ ALISIS EN R ´ EGIMEN PERMANENTE 97 funcionamiento P1Q y P2Q alcanza los mejores resultados. En este caso, la topolog´ıa BTB no llega a obtener los mismos resultados que la configuraci´on UPFC, ya que esta vez, a diferencia de la Fig. 4.7 en la secci´on 4.3, se alcanza el l´ımite impuesto por la intensidad nominal del dispositivo BTB. Tabla 5.1: Potencia nominal de los convertidores, relaci´on de transformaci´on de los transformadores y reactancias de los dispositivos. Potencia base 10 MVA y tensi´on base 20 kV. DFACTS Snom (MVA) as(pu) ap(pu) Xs(pu) Xsh (pu) BTB 6 −40 −0,333 UPFC-P2Q 6,25 1 40 0,0025 0,666 UPFC-P1Q 3,25 1 40 0,0025 0,333 UPFC-P0Q 0,5 1 40 0,0025 4 ShSPFC 0,25 1 40 0,0025 4 0 5 10 15 20 0 100 200 300 400 Perdidas (kW) Tiempo (h) BASE B2B UPFCP2Q UPFCP1Q UPFCP0Q ShSPFC Figura 5.4: P´erdidas totales del sistema de distribuci´on de 14 nudos. La evoluci´on de la tensiones de los nudos 8 y 14 se muestran en la Fig. 5.5. En este caso, la tensi´on del nudo 8 es mayor que la del BC para todos los dispositivos, ocurriendo lo contrario para el nudo 14. Este comportamiento se debe principalmente a dos razones. La primera raz´on es que el subsistema 1 se encuentra mucho m´as cargado que el subsistema 2 en el BC. Por consiguiente, cuando se interconectan los dos subsistemas mediante los dispositivos DFACTS, parte de la carga es alimentada desde el subsistema 2. Este transvase de energ´ıa, de una red a otra, se refleja en los flujos de potencia activa representados en la Fig. 5.6. La segunda raz´on se debe a que el incremento de tensi´on en el subsistema 1 es muy eficiente para reducir 104 CAP´ ITULO 5. INTEGRACI ´ ON DE DFACTS Tabla 5.2: Par´ametros econ´omicos. Par´ametros BTB P2Q P1Q P0Q ShSPFC N´umero VSC/VeSC 2 2 2 2 1 Potencia Nominal (MVA) 6 6.25 3.25 0.5 0.25 Coste VSC/VeSC (euro/kVA) 150 180 180 180 270 Precio Energ´ıa (euro/kWh) 0.06 Factor de Operaci´on Anual ( %) 80 Tasa de inter´es anual ( %) 3 al 52.3 % en la topolog´ıa UPFC-P2Q. Por tanto, se puede concluir que la energ´ıa ahorrada es bastante elevada al utilizar cualquiera de las topolog´ıas estudiadas. La tasa de recuperaci´on de la inversi´on, PB (del ingl´es payback ratio), de cada topolog´ıa se muestra en la ´ultima columna de la Tabla 5.3. ´ Esta se define mediante la siguiente la expresi´on: PBk=Bk (1 + m)ir −ICk(mes) (5.16) donde Bkse refiere a los beneficios debidos a la energ´ıa ahorrada, ICkes el coste inicial de la inversi´on de cada una de las topolog´ıas, mes el mes en el que se est´a calculando el P B eir es la tasa de inter´es mensual. La variable Bkest´a calculada a partir de la energ´ıa ahorrada Ek, el n´umero de d´ıas del mes n(30 d´ıas), el precio de la energ´ıa EP y el factor de operaci´on anual Fde la siguiente forma: Bk=EkEP ·F·n(euro) (5.17) El ´ultimo t´ermino de (5.16) se corresponde con la inversi´on inicial ICk, el cual se define de la siguiente forma: ICk=CkPrated k(euro) (5.18) donde CkyPrated kson el coste y la potencia nominal de cada topolog´ıa respectivamente, definidos en la Tabla 5.2. Del an´alisis de la Tabla 5.3 se obtienen las siguientes conclusiones: •La topolog´ıa BTB tiene el valor de P B m´as alto y la topolog´ıa AC-link ShSPFC tiene el valor m´as bajo. ´ Esto se debe a que la energ´ıa ahorrada Ekes muy parecida entre las diferentes topolog´ıas, sin embargo la potencia nominal Prated kes muy diferente entre ellas. La potencia nominal de la topolog´ıa BTB es 6 MVA, mientras que la potencia nominal de la topolog´ıa AC-link ShSPFC es 0.25 MVA. La ecuaci´on (5.18) muestra que la inversi´on inicial est´a directamente relacionada con la potencia nominal, por tanto, la topolog´ıa BTB requiere una alta inversi´on inicial causando un alto PB. 5.4. AN ´ ALISIS EN R ´ EGIMEN DIN ´ AMICO 105 •La topolog´ıa UPFC-P2Q tiene un PB similar a la topolog´ıa BTB. Su ahorro energ´etico es el m´as alto de todas las topolog´ıas, al igual que su potencia nominal. Este ahorro permite compensar su alta inversi´on inicial, de manera que le permite alcanzar un P B inferior al de la topolog´ıa BTB. •La topolog´ıa UPFC-P1Q tiene un valor intermedio de PB, ya que su potencia nominal es pr´acticamente la mitad del de las topolog´ıas UPFC-P2Q y BTB y su ahorro energ´etico es muy parecido. •La topolog´ıa UPFC-P0Q obtiene resultados similares a la configuraci´on AC-link ShSPFC, al tener tambi´en una potencia nominal reducida y un ahorro energ´etico similar. En vista de los resultados alcanzados, las topolog´ıas UPFC-P0Q y AC-link ShSPFC ser´ıan las m´as recomendadas a la hora de mallar los sistemas de distribuci´on. El valor del PB en ambas topolog´ıas es inferior a 10 a˜nos, el cual se considera un periodo de tiempo aceptable para el retorno de una inversi´on. Tabla 5.3: An´alisis energ´etico y econ´omico. Topolog´ıa Ek(kWh/d´ıa) Ek( %) PBk(mes) BTB 2255 44.9 461 UPFC-P2Q 2626 52.3 364 UPFC-P1Q 2447 48.7 145 UPFC-P0Q 2168 43.1 27 AC-link ShSPFC 2176 43.3 22 5.4. An´alisis en r´egimen din´amico En esta secci´on se van a validar el OCL y el ICL mediante simulaciones din´amicas. Para ello se van a controlar los flujos de potencia activa y reactiva en los nudos 8 y 14 del sistema de referencia cuando se conectan las diferentes topolog´ıas consideradas en este trabajo. En concreto, para realizar estas simulaciones el sistema de referencia se va a reducir al sistema de la Fig. 5.12, donde los dos subsistemas se representan mediante una fuente de tensi´on y una impedancia equivalente. La tensi´on de cada subsistema se va a considerar igual en m´odulo y ´angulo, debido a que en el sistema de referencia ambos subsistemas parten de la misma subestaci´on. Mientras, la impedancia equivalente de cada subsistema se obtendr´a a partir de su equivalente Thevenin, representado por las resistencias e inductancias R1,L1, R2yL2respectivamente. Los par´ametros del sistema reducido se muestran en la Tabla 5.4. 106 CAP´ ITULO 5. INTEGRACI ´ ON DE DFACTS Subsistema 1 Subsistema 2 Enlace Flexible BTB/UPFC/ShSPFC PCC1 PCC2 Figura 5.12: Esquema del sistema de referencia reducido utilizado para las simulaciones din´amicas. Tabla 5.4: Par´ametros del sistema de referencia reducido utilizados para la simulaci´on din´amica. Par´ametros del sistema Valor Potencia base, Sb10 MVA Tensi´on nominal subsistema 1, V120 kV Tensi´on nominal subsistema 2, V220 kV Fase subsistema 1, θ0 (o) Fase subsistema 2, θ0 (o) Frecuencia del sistema, ω50 Hz Thevenin subsistema 1, R1yL10.294 Ω + 0.4 mH Thevenin subsistema 2, R2yL20.202 Ω + 0.4 mH La validaci´on del ICL se llevar´a a cabo mediante un cambio en las consignas de referencia de potencia activa y reactiva en cada uno de los PCCs de las topolog´ıas DFACTS estudiadas. En el caso de las topolog´ıas con enlace de continua, BTB y UPFC, esta estrategia de control se ha desarrollado en la secci´on 2.4. Mientras, la estrategia de control utilizada para la topolog´ıa AC-link ShSPFC ser´a FL, desarrollada en la subsecci´on 3.3.2. Finalmente se proceder´a a validar el OCL. Para ello se van a realizar dos ensayos que permitir´an analizar el comportamiento transitorio de este controlador. El primero de los ensayos va a consistir en provocar un cortocircuito en uno de los nudos del sistema de referencia. Mientras, el segundo ensayo consistir´a en simular el arranque de una gran m´aquina de inducci´on que produzca un hueco de tensi´on en la red. Resaltar que la validaci´on del OCL se realizar´a para la topolog´ıa triterminal presentada en la secci´on 5.3.1. Todas las simulaciones de los dispositivos DFACTS han sido realizadas utilizando MATLAB R /Simulink R . 5.4. AN ´ ALISIS EN R ´ EGIMEN DIN ´ AMICO 107 5.4.1. Cambio de consigna de referencia En esta subsecci´on se van a validar los controladores propuestos para cada topolog´ıa mediante cambios de las referencias de potencias en forma de escal´on. La respuesta din´amica alcanzada con cada topolog´ıa y el grado de desacople entre las potencias activa y reactiva permitir´a analizar si los controladores utilizados son adecuados para cada una de las topolog´ıas estudiadas. Topolog´ıa BTB En este apartado se van a presentar los resultados de simulaci´on correspondientes a la topolog´ıa BTB. En la Fig. 5.13 se representan los elementos que componen esta topolog´ıa. El valor de ´estos se muestran en el Ap´endice C. Destacar que los filtros de acoplamiento utilizados para ambos VSCs son filtros LCL, que la potencia nominal de los VSCs es 3 MVA y que se utiliza un transformador de conexi´on red, cuya relaci´on de transformaci´on es 20/0.5 kV. VSC1 VSC2 PCC1 PCC2 Estrategia de Control VSC1 Sección 2.4.2 Sección 2.4.3 Estrategia de Control VSC2 PWM PWM EMS Sección 5.2.1 Figura 5.13: Esquema de la topolog´ıa BTB utilizado para las simulaciones din´amicas. El control aplicado a cada uno de los VSCs se basa en garantizar el control de sus grados libertad Q1,P2yQ2. De esta forma, cada VSC estar´a encargado de uno o varios grados de libertad seg´un los siguientes criterios: •El VSC1 se va a encargar de controlar la tensi´on del enlace de continua. Por tanto, la estrategia de control utilizada para este VSC ser´a la desa- 108 CAP´ ITULO 5. INTEGRACI ´ ON DE DFACTS rrollada en la secci´on 2.4.3. Adem´as, este convertidor podr´a controlar la potencia reactiva inyectada en el PCC1. Para ello se utilizar´a la estrategia de control desarrollada en la secci´on 2.4.2. En este caso, el control de la potencia reactiva se realiza a trav´es de la corriente id 1sh inyectada por el VSC a la red. •El VSC2 estar´a encargado de controlar la potencia reactiva inyectada en el PCC2 y el flujo de potencia activa entre ambos subsistemas. La estrategia de control utilizada para este VSC fue desarrollada en la secci´on 2.4.2, donde el control de la potencia activa y reactiva se lleva a cabo mediante las corrientes iq 2sh eid 2sh respectivamente. Una vez se ha definido la tarea encomendada a cada VSC, se va a proceder a describir las simulaciones realizadas para analizar el dise˜no y el control de esta topolog´ıa: •La tensi´on de referencia del enlace de continua se fija en 1000 V. Esta tensi´on se selecciona de forma gen´erica como el doble de la tensi´on de la red donde el VSC est´a conectado. •Inicialmente, la potencia reactiva controlada por el VSC1 se encuentra fijada en -1 Mvar. En el instante de tiempo t=0.3 s se produce un cambio de referencia hasta 0 Mvar. •La potencia reactiva controlada por el VSC2 se encuentra fijada inicialmente en 0 Mvar. En el instante de tiempo t=0.5 s se produce un cambio de referencia hasta -1 Mvar. •Finalmente, se produce un cambio en la referencia de potencia activa controlada por el VSC2, desde 0.5 MW hasta -0.5 MW en el instante t=0.7 s. Resaltar que los cambios producidos en las referencias de potencia suponen aproximadamente 1/3 de la potencia nominal de los VSCs. La Fig. 5.14 representa las potencias activas y reactivas, reales y de referencia, de los dos VSCs cuando se realiza el ensayo anterior. La potencia reactiva del VSC1, Q1, muestra un adecuado seguimiento de su referencia Q∗ 1, respondiendo de forma exponencial al cambio producido en forma de escal´on. Esta respuesta se corresponde adecuadamente con el controlador de primer orden dise˜nado para controlar estas potencias. Los siguientes cambios de referencia, producidos en los instantes de tiempo 0.5 s y 0.7 s, se corresponden con la potencia reactiva y activa del VSC2. Nuevamente se observa un adecuado seguimiento de las referencias para este VSC, respondiendo al cambio producido en escal´on de forma exponencial. Tambi´en es importante destacar que los cambios de referencia producidos para una potencia no afectan a las otras dos. Por tanto, se puede afirmar que el controlador desarrollado consigue un adecuado desacoplamiento entre ambos VSCs y sus respectivas potencias. 5.4. AN ´ ALISIS EN R ´ EGIMEN DIN ´ AMICO 109 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 −1.5 −1 −0.5 0 0.5 1 Tiempo (s) Potencia (MW,Mvar) Q* 1 Q1 P* 2 P2 Q* 2 Q2 Figura 5.14: Seguimiento de los flujos de potencia activa y reactiva en la simulaci´on din´amica de la topolog´ıa BTB. El seguimiento de la tensi´on del enlace de continua se muestra en la Fig. 5.15. Esta tensi´on es controlada por el VSC1 y, como se puede observar en esta figura, el seguimiento de la referencia de tensi´on v∗ dc se realiza de forma adecuada. Destacar que en el instante t=0.7 s se produce una sobreoscilaci´on de esta tensi´on, que coincide con el cambio producido en la potencia activa de referencia del VSC2. La potencia activa inyectada por el VSC2 es absorbida desde el VSC1 circulando a trav´es del enlace de continua. Por tanto, cualquier variaci´on de esta potencia afectar´a a la tensi´on del enlace. A pesar de esta sobreoscilaci´on se puede considerar que el controlador trabaja adecuadamente, ya que su variaci´on apenas supone 20 V respecto al valor de referencia (1000 V) y su recuperaci´on se produce en corto periodo de tiempo, 0.1 s. Finalmente, se muestra la Fig. 5.16 correspondiente a la corriente inyectada en coordenadas abc de los PCCs de cada VSC. Estas corrientes se caracterizan por ser predominante sinusoidales con una frecuencia fundamental de 50 Hz. El THD de estas corrientes es 3.87 % para el VSC1 y 4.05 % para el VSC2, demostr´andose as´ı que el dise˜no del filtro LCL se ha realizado de forma adecuada. Es importante destacar que los VSCs se encuentran trabajando a 1/3 de su potencia nominal en este ensayo. Si estuvieran trabajando a su potencia nominal, el THD de ambos VSCs ser´ıa inferior a los valores anteriores. Para ambas figuras se representa un intervalo de tiempo de 0.2 s, de tal forma que se puedan apreciar la forma de onda de las corrientes. Para la corriente iabc g1se representa el intervalo de tiempo entre los instantes [0.2-0.4] s, que coincide con el cambio de referencia de potencia reactiva Q1 a los 0.3 s. De forma similar se procede con la corriente iabc g2, representando el intervalo de tiempo entre [0.4-0.6] s que coincide con el cambio de potencia 110 CAP´ ITULO 5. INTEGRACI ´ ON DE DFACTS de reactiva Q2en el instante 0.5 s. 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 800 900 1000 1100 1200 Tiempo (s) Tension (V) vdc * vdc * Figura 5.15: Seguimiento de la tensi´on del enlace de continua vdc en la simulaci´on din´amica de la topolog´ıa BTB. 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 −50 0 50 Intensidad (A) 0.4 0.45 0.5 0.55 0.6 −50 0 50 Tiempo (s) Intensidad (A) i1g a i1g b i1g c i2g a i2g b i2g c Figura 5.16: Corrientes en coordenadas abc inyectadas por los VSCs en la simulaci´on din´amica de la topolog´ıa BTB. Topolog´ıa UPFC En este apartado se van a presentar los resultados de simulaci´on correspondientes a la topolog´ıa UPFC. En la Fig. 5.17 se representan los elementos m´as importantes correspondientes a esta topolog´ıa. El valor de los par´ametros de esta topolog´ıa se recogen en el Ap´endice C. Resaltar que el filtro de 5.4. AN ´ ALISIS EN R ´ EGIMEN DIN ´ AMICO 111 acoplamiento utilizado para ambos VSCs es un filtro LCL. En el caso del VSC conectado en serie, VSCse, la inductancia de acoplamiento a red L2se representa la inductancia de cortocircuito del transformador conectado en serie. La potencia nominal del VSC conectado en paralelo y en serie es 3 MVA y 250 kVA respectivamente. La relaci´on de transformaci´on del transformador conectado en paralelo es 20/0.5 kV, igual que la de los VSCs de la topolog´ıa BTB, mientras que la relaci´on de transformaci´on del convertidor serie es 0.5/0.5 kV. VSCshVSCse PCC1 PCC2 Estrategia de Control VSCsh Sección 2.4.2 Sección 2.4.3 Sección 2.4.4 Estrategia de Control VSCse PWM PWM EMS Sección 5.2.1 Figura 5.17: Esquema de la topolog´ıa UPFC utilizado para las simulaciones din´amicas. La estrategia de control aplicada a cada VSC se basa en asegurar la independencia en el control de sus grados libertad Q1,P2yQ2. Para ello cada VSC se encargar´a de controlar las siguientes potencias: •El VSC conectado en serie se va a encargar de controlar la potencia reactiva inyectada en el PCC2 y el flujo de potencia activa entre ambos subsistemas. Para ello se aplicar´a la estrategia de control desarrollada en la secci´on 2.4.4, donde el control de la potencia activa y reactiva se lleva a cabo mediante las corrientes iq se eid se respectivamente. 112 CAP´ ITULO 5. INTEGRACI ´ ON DE DFACTS •El VSC conectado en paralelo se encargar´a de controlar la tensi´on del enlace de continua utilizando la estrategia de control desarrollada en la secci´on 2.4.3. Adem´as, este VSC podr´a controlar la potencia reactiva hacia el subsistema 1 a trav´es de la propia potencia reactiva inyectada por el convertidor. La ecuaci´on (5.19) presenta el c´alculo de la referencia de potencia para este convertidor. ´ Esta se basa en el cumplimiento del balance de potencia reactiva a lo largo de la l´ınea. Una vez se conoce la referencia de potencia reactiva de este convertidor, se puede aplicar el algoritmo de control desarrollado en la secci´on 2.4.2 que permite el adecuado seguimiento de esta potencia. Q∗ sh =Q∗ 1+Q∗ 2(5.19) La simulaci´on llevada a cabo para validar la estrategia de control de la topolog´ıa UPFC consiste en las siguientes acciones: •La tensi´on de referencia del enlace de continua se fija en 1000 V. •La potencia reactiva inyectada al subsistema 1 se encuentra fijada en -2 Mvar. En el instante de tiempo t=0.1 s se realiza un cambio de referencia hasta -3 Mvar. •El flujo de potencia activa entre ambos subsistemas se encuentra fijado inicialmente en 1 MW. En el instante de tiempo t=0.3 s se lleva a cabo un cambio de referencia hasta los 2 MW. •Por ´ultimo, se produce un cambio en la referencia de potencia reactiva inyectada al subsistema 2 desde -2 Mvar hasta -3 Mvar en el instante de tiempo t=0.5 s. En la Fig. 5.18 se muestran los flujos de potencia activa y reactiva, reales y de referencia, hacia los subsistemas 1 y 2. El seguimiento de las referencias se realiza de forma adecuada, obteni´endose error nulo en estado estacionario. Adem´as, la respuesta din´amica al cambio en escal´on se produce de forma exponencial, conforme a los controladores de primer orden dise˜nados en la secci´on 2.4.2 y 2.4.4 para el VSC conectado en paralelo y el VSC conectado en serie respectivamente. Respecto al acoplamiento entre las potencias, el cambio de referencia en la potencia reactiva del subsistema 1 no produce ning´un efecto sobre la potencia activa y reactiva hacia el subsistema 2. Sin embargo, un cambio de potencia reactiva o activa en el subsistema 2 afecta levemente a las otras dos potencias. A pesar de esto, esta variaci´on es muy peque˜na en comparaci´on con el cambio de 1 MW/Mvar producido en las referencias y el controlador act´ua r´apidamente para volver a seguir su referencia. Por tanto, se puede afirmar que el desacoplamiento alcanzado con esta topolog´ıa tambi´en es satisfactorio. 5.4. AN ´ ALISIS EN R ´ EGIMEN DIN ´ AMICO 113 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 −3 −2 −1 0 1 2 3 Tiempo (s) Potencia (MW,Mvar) Q1 * Q1 P2 * P2 Q2 * Q2 Figura 5.18: Seguimiento de los flujos de potencia activa y reactiva en la simulaci´on din´amica de la topolog´ıa UPFC. En la Fig. 5.19 se muestran las potencias inyectadas por los VSCs conectados en paralelo y en serie. La gr´afica superior representa la potencia reactiva Qsh correspondiente al convertidor paralelo, cuyo valor debe dar cumplimiento a (5.19). De hecho, entre los instantes de tiempo [0-0.1] s y [0.5-0.7] s, donde las potencias reactivas entre el subsistema 1 y 2 son id´enticas, el convertidor paralelo no inyecta potencia reactiva alguna al sistema, ya que el control de la potencia reactiva del subsistema 2 permite obtener la potencia reactiva demanda por el subsistema 1. Destacar que en los instantes de tiempo anteriores, la topolog´ıa UPFC se comportar´ıa como si trabajara con el modo de operaci´on P0Q. Respecto a la gr´afica inferior, correspondiente a la potencia activa y reactiva del VSC serie Pse yQse, resaltar que esta potencia es alrededor de 100 veces menor que la potencia circulante por la l´ınea. ´ Esta es la caracter´ıstica m´as importante de la topolog´ıa UPFC: con un VSC de baja potencia se puede provocar una potencia circulante entre ambos subsistemas de gran magnitud. La Fig. 5.20 representa las corrientes en coordenadas abc hacia los subsistemas 1 y 2. Con el objetivo de mostrar la forma de onda de estas corrientes de la manera m´as clara posible se representa un intervalo de tiempo de 0.2 s de simulaci´on. La corriente hacia el subsistema 1 se representa para el intervalo de tiempo entre [0.2-0.4] s, que coincide con el cambio producido de la potencia reactiva Q1en el instante de tiempo t=0.3 s. Para el subsistema 2, se representa la corriente entre los intervalos de tiempo [0.4-0.6] s, que coinciden con el cambio de referencia en escal´on de la potencia reactiva Q2en el instante de tiempo t=0.5 s. Como se puede observar en esta figura, la forma de onda es claramente sinusoidal con una frecuencia fundamental de 50 Hz. El THD correspondiente a las corrientes circulantes hacia los subsistemas 1 y 2 es 1.8 % y 2.3 %, respectivamente. El bajo contenido arm´onico obtenido 120 CAP´ ITULO 5. INTEGRACI ´ ON DE DFACTS las potencias de referencia enviadas a los VSCs son reducidas protegi´endose as´ı a los VSCs contra sobrecorrientes. 5.4.3. Compensaci´on din´amica de potencia reactiva En esta subsecci´on tambi´en se va a comprobar la respuesta del OCL. En este caso, el objetivo ser´a provocar un peque˜no hueco de tensi´on y ver la respuesta de los VSCs cuando disminuye esta tensi´on. Los VSCS se pueden utilizar para mitigar peque˜nos huecos o fluctuaciones de tensi´on gracias a su capacidad de inyectar potencia reactiva de forma r´apida. En el caso de peque˜nos huecos de tensi´on, ´estos podr´ıan aparecer en sistemas de distribuci´on cuando se produce el arranque de una gran m´aquina de inducci´on. Mientras, las fluctuaciones de tensiones podr´ıan ser provocadas cuando aparecen r´afagas de viento continuadas en generadores e´olicos [145]. En la Fig. 5.27 se muestra el hueco de tensi´on producido por el arranque 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 11.1 1.2 1.3 1.4 0.8 0.9 1 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 11.1 1.2 1.3 1.4 500 1000 1500 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 11.1 1.2 1.3 1.4 0.85 0.9 0.95 1 Sin VSCs Con VSCs Tiempo (s) Corriente VSC (A) Tensión Nudo 8 (p.u) Figura 5.27: Comportamiento del VSC durante el arranque de un motor de inducci´on en el nudo 8. de un motor de inducci´on de 500 kW en el nudo 8. En la gr´afica superior se representa la evoluci´on de la tensi´on de este nudo con VSCS y sin VSCs, observ´andose una mejora en la evoluci´on de la misma en el caso de utilizar VSCs, tanto en la reducci´on del hueco de tensi´on como en una m´as r´apida 5.4. AN ´ ALISIS EN R ´ EGIMEN DIN ´ AMICO 121 recuperaci´on de la tensi´on a su valor de referencia. Esta mejora se debe a la inyecci´on de potencia reactiva desde el VSC1, cuya corriente se muestra en la gr´afica central. En este caso, el controlador PI aplicado a la tensi´on del PCC provoca una fuerte inyecci´on de potencia reactiva (ver control PI de la Fig. 5.3), de tal forma que el error en tensi´on sea nulo lo m´as r´apidamente posible. Finalmente, en la ´ultima gr´afica se muestra el factor de correcci´on Kpq durante el hueco de tensi´on. Este factor es inferior a uno durante el hueco, con el objetivo de proteger al propio convertidor de sobrecorrientes. Si este factor no existiera, el VSC1 inyectar´ıa tanta potencia reactiva como fuera posible para mitigar el hueco de tensi´on, provocando sobrecorrientes en el propio VSC que causar´ıan su deterioro. 122 CAP´ ITULO 5. INTEGRACI ´ ON DE DFACTS Cap´ıtulo 6 Resultados Experimentales Este cap´ıtulo tiene como objetivo mostrar los resultados experimentales obtenidos al realizar los montajes en laboratorio de las topolog´ıas BTB y AC-link ShSPFC. En el caso de la topolog´ıa BTB se han desarrollado tres montajes experimentales con una potencia de 20, 100 y 500 kVA, respectivamente. Estos prototipos surgen a ra´ız de un proyecto de transferencia tecnol´ogica financiado por ENDESA. En cuanto a la topolog´ıa AC-link ShSPFC, su desarrollo en laboratorio ha permitido validar experimentalmente el funcionamiento propio de la topolog´ıa, as´ı como los algoritmos de control desarrollados para la misma en la secci´on 3.3. 6.1. Resultados experimentales BTB En esta secci´on se van a mostrar los resultados experimentales alcanzados con los diferentes prototipos desarrollados para la topolog´ıa BTB. Para ello se van a definir: los elementos que componen cada dispositivo, los par´ametros nominales de dise˜no de los mismos, las estrategias de control aplicadas, el tipo de controlador utilizado, las mejores efectuadas entre los diferentes prototipos y los ensayos realizados para validar el funcionamiento. 6.1.1. Topolog´ıa BTB de 20 kVA Esta topolog´ıa consta de dos VSCs trif´asicos, de dos niveles y 20 kVA cada uno, compartiendo el mismo enlace de continua. La Fig. 6.1 y la Fig. 6.2 muestran el esquema unifilar de la topolog´ıa completa y el prototipo real montado en el laboratorio respectivamente. En ellas, se observan las diferentes partes del montaje experimental destacando los siguientes elementos: •Red de distribuci´on a escala. El objetivo de este montaje es escalar 123 124 CAP´ ITULO 6. RESULTADOS EXPERIMENTALES - Fuente DC Alimentador 2 Alimentador 1 Red a escala Controlador Tiempo Real Trafo 2 Trafo 1 VSC2 VSC1 400 V Red BT Filtro LCL Filtro LCL PWM1 PWM2 Carga Resistiva Motor Inducción PCC2 PCC1 OPAL-RT 2 CPU, 2 FPGA Figura 6.1: Esquema unifilar del montaje en laboratorio correspondiente a la topolog´ıa BTB de 20 kVA. en baja tensi´on una red t´ıpica de media tensi´on. La red original de media de tensi´on est´a formada por dos alimentadores de 6.5 y 8 km, cuya tensi´on y potencia base son 20 kV y 10 MVA respectivamente. El escalado en baja tensi´on se realiza para una tensi´on y potencia base de 400 V y 20 kVA respectivamente. Una vez se han fijado los valores base del sistema de media y baja tensi´on, se pueden obtener los valores de reactancia, X, y resistencia, R, en baja tensi´on, mediante las ecuaciones (6.1)-(6.2). En este caso concreto, el escalado se basa en mantener la misma relaci´on X/R en baja tensi´on, que la existente en la l´ınea original de media tensi´on: ZMT base =V2 MT SMT ⇒(Xpu =XMT ZMT base Rpu =RMT ZMT base (6.1) ZBT base =V2 BT SBT ⇒XBT =XpuZBT base RBT =RpuZBT base (6.2) donde ZMT base yZBT base son las impedancias base del sistema en media y baja tensi´on, VMT yVBT son las tensiones base en media y baja 6.1. RESULTADOS EXPERIMENTALES BTB 125 VSCs Topología BTB Plataforma de Control OPAL-RT Red de distribución escalada Fuente DC Transformadores Figura 6.2: Montaje en laboratorio de la topolog´ıa BTB de 20 kVA. tensi´on, SMT ySBT son las potencias base en media y baja tensi´on, Xpu yRpu son las reactancias y resistencias en p.u., XMT yXBT son las reactancias de la l´ınea en media y baja tensi´on y, RMT yRBT las resistencias de la l´ınea en media y baja tensi´on. Con las ecuaciones anteriores se pueden obtener los valores de Ry Xde cada uno de los alimentadores en baja tensi´on, resultando un valor total de impedancia de: 0.25+j0.28 Ω para el alimentador 1 y 0.1517+j0.17 Ω para el alimentador 2. En la Fig. 6.3 se muestra la red de distribuci´on escalada, donde los valores de impedancia de cada l´ınea se han obtenido conectando en serie y paralelo diferentes valores de resistencias e inductancias. Destacar que la red se encuentra monitorizada en la cabecera y en el final de cada l´ınea mediante mediciones de tensiones e intensidades trif´asicas. •Topolog´ıa BTB. Esta topolog´ıa se utiliza para mallar la red de distribuci´on a escala. Cada VSC se conecta a uno de los alimentadores mediante un transformador de acoplamiento de 40 kVA, 400/280 V y grupo de conexi´on Dy1. De esta manera, se puede reproducir la forma en la que estos dispositivos estar´ıan conectados en una red de distribuci´on de media tensi´on. Los VSCs utilizados se realizan a partir de un m´odulo de Semiteach IGBT desarrollado por Semikron, con una tensi´on AC nominal de 400 V, una corriente nominal de 30 A, una tensi´on DC nominal de 750 V y una frecuencia de conmutaci´on de 5 kHz. En la Fig. 6.4 se muestra dicho VSC resalt´andose los elementos m´as importantes del mismo: bornes de salida AC del VSC, bornes de 126 CAP´ ITULO 6. RESULTADOS EXPERIMENTALES Transductores tensión e intensiad de la red a escala Línea 2 Línea 1 Figura 6.3: Red de distribuci´on a escala en baja tensi´on utilizada para probar la topolog´ıa BTB de 20 kVA. acceso al enlace de continua, rectificador para la precarga del enlace de continua, conectores BNC para las se˜nales de control de los IGBTs, drivers de control de los IGBTs y m´odulos de IGBTs de cada columna del VSC. El filtro que se utiliza para acoplar los VSCs a la red es un filtro LCL, cuyos valores son los siguientes: L1=2 mH, C=4 µF y L2=2 mH. Es importante aclarar que el filtro original dise˜nado para esta topolog´ıa fue un filtro puramente inductivo de 5 mH. Sin embargo, y como paso previo para el dise˜no de las futuras topolog´ıas de 100 y 500 kVA, se cambi´o este filtro por el filtro LCL anterior con el objetivo de probar los controladores y mejorar la calidad de onda. El ´exito en el cambio del filtro acoplamiento fue de suma importancia, puesto que permiti´o reducir el valor total de la inductancia y por tanto su volumen, peso y coste. Es importante resaltar que en esta topolog´ıa no se utiliz´o resis- 6.1. RESULTADOS EXPERIMENTALES BTB 127 Señales de Control PWM Salida AC VSCRectificador DC-link Driver Control IGBTs Módulo IGBTs Figura 6.4: VSC de 20 kVA Semiteach IGBT desarrollado por Semikron utilizado en la topolog´ıa BTB de 20 kVA. tencia de amortiguamiento, puesto que las resistencias asociadas a las inductancias de acoplamiento, transformadores y alimentadores de la red a escala eran suficientes para amortiguar el sistema. •Fuente regulable DC. Una de las posibles aplicaciones de la topolog´ıa BTB es la de integrar fuentes de energ´ıa renovable directamente en el enlace de continua. Por esta raz´on, se conect´o una fuente DC programable unidireccional (s´olo entrega potencia) en el enlace de continua, de tensi´on e intensidad nominal 1000 V y 30 A, respectivamente. •Plataforma de control. El control de los VSCs se ha llevado a cabo mediante una plataforma de control en tiempo real desarrollada por OPAL-RT Technologies. Esta plataforma est´a formada por dos CPU y dos FPGA, encargadas de registrar las medidas de tensi´on e intensidad de cada VSC, ejecutar los algoritmos de control y generar las se˜nales de control PWM a cada VSC. En la Fig. 6.5 se representan las entradas y salidas a esta plataforma, indicando su procedencia o destino, el tipo de se˜nal y el soporte de comunicaci´on en el que se transportan las se˜nales. B´asicamente, la operaci´on con esta plataforma se divide en dos partes: la estaci´on de trabajo y el ordenador en tiempo real. En la estaci´on de trabajo se realiza la supervisi´on y la operaci´on de los VSCs. Adem´as, durante el funcionamiento en tiempo real, se pueden visualizar las variables del sistema y actuar sobre los par´ametros del mismo. El tiempo de ejecuci´on de la estaci´on de trabajo se fija en 0.5 128 CAP´ ITULO 6. RESULTADOS EXPERIMENTALES Figura 6.5: Plataforma de control en tiempo real utilizada para la operaci´on de la topolog´ıa BTB de 20 kVA. s. En el ordenador en tiempo real est´an implementados los algoritmos de control de la topolog´ıa BTB. ´ Este recibe de los VSCs las medidas anal´ogicas (adquiridas por la FPGA), ejecuta el controlador (realizado en la CPUs) y manda las se˜nales de control PWM hacia los VSCs (enviadas desde las FPGA). La interacci´on en tiempo real con la estaci´on de trabajo consiste en proporcionarle las se˜nales adquiridas, y recibir de ella los cambios en los par´ametros desarrollados del modelo. El tiempo de ejecuci´on del ordenador en tiempo real se fija en 50 µs. Resaltar que el tiempo de ejecuci´on de las tarjetas FPGA es del orden de los nanosegundos, de tal forma que las se˜nales de control PWM se generen con la mayor precisi´on posible. •Tarjetas de medida. En la Fig. 6.5 se indican las medidas de tensi´on e intensidad necesarias para poder controlar los VSCs. Estas medidas 6.1. RESULTADOS EXPERIMENTALES BTB 129 Transductor de Intensidad Transductor de Tensión Figura 6.6: Transductor de tensi´on e intensidad de la fase de un VSC. Topolog´ıa BTB de 20 kVA. se realizan mediante el transductor de tensi´on LV-25P y el transductor de corriente HAS 50-S. Ambos transductores se muestran en la Fig. 6.6, donde cada medida se transporta mediante un cable unifilar apantallado con conectores de entrada y salida BNC. La estrategia de control aplicada a la topolog´ıa BTB de 20 kVA es la misma que la desarrollada en la secci´on 5.4.1, donde el VSC1 se encarga de controlar la tensi´on del enlace de continua y la potencia reactiva de su PCC y el VSC2 el flujo de potencia activa entre ambos alimentadores y la potencia reactiva en su PCC. Los ensayos realizados con esta topolog´ıa, y los resultados obtenidos, se definen a continuaci´on: 1. Cambio de la referencia de potencia activa del VSC2, desde 6 kW hasta 1 kW en el instante de tiempo t=1.5 s. Las referencias de potencia reactiva se mantienen en 0 kvar para el VSC1 y 5 kvar para el VSC2. En la Fig. 6.7 se muestra el comportamiento transitorio de estas potencias. Destacar que la potencia reactiva de ambos VSCs no var´ıa cuando se produce el cambio de referencia en la potencia activa, gracias al desacoplamiento realizado en la estrategia de control en coordenadas dq. La respuesta din´amica de la potencia activa es lenta (alrededor de 1 s) debido a la introducci´on de una limitaci´on en forma de rampa para las referencias, que mitiga las oscilaciones del enlace de continua cuando se producen cambios bruscos de potencia activa. Finalmente, es interesante resaltar que las p´erdidas totales de la topolog´ıa BTB son alrededor de 1 kW. Esta estimaci´on se obtiene de la diferencia entre las potencias activa del VSC1 y VSC2 en sus respectivos PCCs. 2. Ecualizaci´on de los alimentadores mediante la topolog´ıa BTB. Al final de la l´ınea 2 se conectaron 2 cargas: una carga resistiva de 10 A y 400 V, y un motor de inducci´on de 400 V y 11 kW. El objetivo de este ensayo consiste en alimentar estas cargas desde ambos alimentadores,